influência da exsudação e da perda de água nas propriedades

Tiago Filipe Agostinho Cardoso

Licenciado em Ciências de Engenharia Civil

Influência da exsudação e da perda de água nas propriedades reológicas de grouts

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil – Perfil de Construção

Orientador: Luís Gonçalo Correia Baltazar, Professor Auxiliar Convidado, Faculdade de Ciências e Tecnologias da Universidade

Nova de Lisboa

Co-orientadora: Maria Teresa Varanda Cidade, Professora Auxiliar com Agregação, Faculdade de Ciências e Tecnologias da

Universidade Nova de Lisboa

Júri:

Presidente: Professora Doutora Maria Paulina S. F. Faria Rodrigues Arguente: Professora Doutora Catarina Almeida da Rosa Leal Vogal: Professor Doutor Luís Gonçalo Correia Baltazar

Setembro de 2015

“Copyright” Tiago Filipe Agostinho Cardoso, FCT/UNL e UNL

A Faculdade de Ciências e Tecnologia e a Universidade Nova de Lisboa têm o direito,

perpétuo e sem limites geográficos, de arquivar e publicar esta dissertação através de exemplares

impressos reproduzidos em papel ou de forma digital, ou por qualquer outro meio conhecido ou que

venha a ser inventado, e de a divulgar através de repositórios científicos e de admitir a sua cópia e

distribuição com objetivos educacionais ou de investigação, não comerciais, desde que seja dado

crédito ao autor e editor.

Agradecimentos

Não queria deixar passar a oportunidade de expressar a minha gratidão ao Professor Luís

Gonçalo Correia Baltazar pela disponibilidade constante que demonstrou desde que me confiou este

trabalho, pela ajuda em todas as fases do mesmo, pela partilha de conhecimentos e pelas sugestões e

críticas. Agradeço à Professora Maria Teresa Varanda Cidade e ao CINEMAT todo o apoio prestado e

forma como fui recebido, permitindo enriquecer muito este trabalho.

Aos meus amigos e colegas de curso, pelo apoio necessário ao longo de todo o meu percurso

académico.

Finalmente, agradeço à minha família e principalmente aos meus Pais, a força e os valores que

me transmitiram, sem esquecer a Sara, pelo carinho e exemplo de trabalho. A eles lhes dedico esta

dissertação.

i

Resumo

A sociedade dispõe hoje de um vasto património edificado que na maioria dos casos necessita

de conservação para que continue a corresponder às necessidades e expectativas das comunidades. A

alvenaria de pedra de múltiplos panos apresenta-se como a solução construtiva mais comum nos

centros urbanos europeus. No entanto, a sua conservação requer na maioria das vezes intervenções de

consolidação com vista à melhoria das suas características mecânicas e consequente integridade

estrutural. A técnica de consolidação por injeção de grouts é uma das mais utilizadas neste tipo de

solução construtiva. O trabalho aqui apresentado teve como objetivo contribuir para o conhecimento

dos grouts, à base de cal hidráulica, para injeção em alvenarias antigas de três panos. Concretamente,

sobre a influência da perda de água e da exsudação nas suas propriedades reológicas.

É sabido, que as propriedades no estado fresco dos grouts condicionam a resistência mecânica

e durabilidade no estado sólido. Essas estão dependentes da capacidade de penetração nas fendas da

alvenaria, preenchimento uniforme dos vazios e da manutenção da homogeneidade do grout, ao longo

de todo o processo de reforço.

Neste sentido, definiu-se para a campanha experimental a realização de dois tipos de ensaios:

fluidez-estabilidade e reométricos, de forma a quantificar os parâmetros definidos, genericamente,

pelas propriedades em cima referidas. Durante os ensaios com o reómetro rotacional (pratos

paralelos), investigou-se o fenómeno de escorregamento para três formulações de grouts. Foi possível

correlacionar a ocorrência deste fenómeno com as condições de ensaio no reómetro (tensão e taxas de

corte aplicadas e gap) e com a sua composição, nomeadamente o rácio entre água/ligante. Propôs-se,

também, a colagem de uma lixa na superfície da geometria do reómetro, de forma a mitigar a

subestimação dos parâmetros reológicos, introduzidas pelo escorregamento.

Termos chave: grouts de injeção, cal hidráulica natural, alvenarias de pedra, exsudação, reologia,

escorregamento

iii

Abstract

Today, society has a vast number of cultural heritage buildings at his disposal that, in most

cases, require conservation to continue to fulfill the community´s needs and expectations. The multiple

leaf masonry presents itself as one of the most common constructive solutions in the European urban

centers. However, it is frequent that the conservation of this kind of masonry claims consolidation

interventions in order to enhance his mechanical properties and the following structural integrity. The

main goal was to give a valuable contribution for the knowledge of hydraulic lime grouts, for injection

in old three leaf masonries. Mainly, about the influence of bleeding and the loss of water on the

grout’s rheological properties.

It is known, that the grout’s fresh properties define the mechanical resistance and durability in

the hardened state. Those, rely on the ability to penetrate in the stone’s cracks, even filling of voids

and on the maintenance of the grout´s homogeneity, during the whole reinforcement process.

Hereupon, an experimental campaign was planned for the realization of two kinds of tests:

fluidity-stability and rheometric, so that the generically defined properties, mentioned above, would be

properly quantified. During the tests, where the rotational rheometer was used (parallel plates as

geometry), wall slip was investigated for three kinds of grout’s formulation. It was possible to

correlate the occurrence of this phenomenon, with the test conditions of the rheometer (yield stress,

shear stress and the measuring gap) and with the grout’s composition, namely the water to binder ratio.

Finally, it was proposed that sand paper was glued to the smooth surface of the rheometer’s geometry,

to mitigate the underestimation of the grout’s rheological properties, induced by wall slip.

Keywords: injection grouts, hydraulic lime, three leaf masonry, bleeding, rheology, wall slip

v

Índice

1. Introdução ........................................................................................................................................ 1

1.1. Enquadramento do tema .......................................................................................................... 1

1.2. Objetivos ................................................................................................................................. 2

1.3. Estrutura da dissertação ................................................................................................................ 3

2. Análise do conhecimento .................................................................................................................... 5

2.1. Alvenaria de pedra antiga ............................................................................................................. 5

2.1.1. Caraterização de alvenarias antigas de pedra ...................................................................... 6

2.1.2. Tipologias ............................................................................................................................... 7

2.1.3. Materiais constituintes das alvenarias ................................................................................... 9

2.1.4. Fragilidades e anomalias das alvenarias de pedra de múltiplos panos .............................. 11

2.2. Grouts para injeção em alvenarias .............................................................................................. 14

2.2.1. Requisitos das caldas de injeção .......................................................................................... 14

2.2.2. Formulação dos grouts de injeção ....................................................................................... 17

2.3. Noções gerais de reologia ........................................................................................................... 20

2.3.1. Propriedades reológicas ...................................................................................................... 21

2.3.2. Escoamentos dependentes da solicitação ............................................................................ 23

2.3.3. Escoamento dependente do tempo ....................................................................................... 26

2.3.4. Modelos matemáticos de interpretação do escoamento ...................................................... 27

2.3.5. Reometria rotacional ........................................................................................................... 28

2.3.6. Fenómenos que propiciam erros de medição ...................................................................... 30

3. Métodos e procedimentos experimentais .......................................................................................... 35

3.1. Introdução ................................................................................................................................... 35

3.2. Materiais ..................................................................................................................................... 35

3.2.1. Cal hidráulica natural (NHL 5) ........................................................................................... 35

3.2.2. Superplastificante ................................................................................................................. 36

3.3. Constituição dos grouts .............................................................................................................. 37

3.4. Procedimento de amassadura ...................................................................................................... 38

3.5. Ensaio do cone de Marsh ............................................................................................................ 39

3.6. Ensaio de espalhamento .............................................................................................................. 40

3.7. Caraterização da estabilidade dos grouts .................................................................................... 41

3.8. Ensaio de retensão de água Vs. Viscosidade aparente ................................................................ 43

3.9. Caraterização reológica dos grouts ............................................................................................. 46

4. Apresentação e discussão de resultados ............................................................................................ 51

4.1. Caraterização da fluidez, exsudação e retenção de água dos grouts ........................................... 51

4.1.1. Ensaios de Fluidez ............................................................................................................... 52

4.1.2. Ensaio de estabilidade ......................................................................................................... 53

4.1.3. Ensaio de retenção de água ................................................................................................. 56

vi

4.1.4. Viscosidade aparente Vs. Retenção de água ........................................................................ 58

4.2. Análise do fenómeno de escorregamento nas medições reológicas dos grouts .......................... 59

4.2.1. Comportamento reológico do grout ..................................................................................... 59

4.2.2. Quantificação do escorregamento em função do gap, tensão de corte e rácio a/l .............. 63

4.2.3. Alteração da rugosidade das geometrias ............................................................................. 67

5. Conclusão e desenvolvimentos Futuros ............................................................................................ 77

5.1. Ensaios de fluidez e de espalhamento ..................................................................................... 77

5.2. Análise do fenómeno de escorregamento nas medições reológicas dos grouts ...................... 79

Bibliografia ............................................................................................................................................ 83

ANEXO ................................................................................................................................................. 89

vii

Índice de Figuras

Figura 2.1- Exemplos de seções de alvenarias de pedra (três panos) ...................................................... 7

Figura 2.2- Mecanismos de colapso possíveis em alvenarias de pedra de três panos, sem comunicação

transversal, devido a ações fora do seu plano ........................................................................................ 12

Figura 2.3 - Modo de atuação da repulsão eletrostática ........................................................................ 20

Figura 2.4 - Modo de atuação da repulsão eletro estérica. Caraterístico dos PCE ................................ 20

Figura 2.5 - Modelo concetual de placas paralelas ................................................................................ 22

Figura 2.6 - Comportamento de fluidos ideais. Esq.: Curvas de fluxo de diferentes fluidos; Dir.:

Curvas de viscosidade de diferentes fluidos .......................................................................................... 24

Figura 2.7 - Comportamento de um fluido viscoplástico ..................................................................... 26

Figura 2.8 - Curva de fluxo de um fluido que possuí propriedades tixotrópicas (adaptado de: (Matos,

2013)) .................................................................................................................................................... 26

Figura 2.9 - Representação do modelo de medição reológica com pratos paralelos. Esq.: Pormenor de

amostra de grout durante um ensaio; Dir.: Esquema do sistema de medição utilizado pelo reómetro . 29

Figura 2.10 - Efeito de parede junto à geometria do viscosímetro – esq.: a/l=0,45 e SP=1%; centro:

a/l=0,5 e SP=1%; dir.: a/l=0,55 e SP=1% ............................................................................................. 32

Figura 3.1 - Superplastificante usado na elaboração dos grouts, Chrysofluid AG ................................ 37

Figura 3.2 - Equipamento e material para preparação e ensaio de grouts – a) Balança nº1; b) Balança

nº2; c) Misturadora; d) Provetas de plástico graduadas, esguicho e colher; e) Caixa plástica e peneiro

............................................................................................................................................................... 39

Figura 3.3 - Representação esquemática do ensaio do cone de Marsh .................................................. 40

Figura 3.4 - Representação esquemática do ensaio de espalhamento ................................................... 41

Figura 3.5 - Ensaio de estabilidade. Esq.: Equipamento e esquema de montagem do ensaio – a) tijolos;

b) trave de madeira; c) goblet e grout; d) balança nº2; Dir.: Esfera imersa em grout durante um ensaio

............................................................................................................................................................... 42

viii

Figura 3.6 - Esquema de montagem do ensaio de retenção de água. Esq.: figura esquemática (falta a

fonte); Dir.: montagem efetuada durante a campanha experimental ..................................................... 44

Figura 3.7 - Set up utilizado para o ensaio, em série, da capacidade de retenção de água e da evolução

da viscosidade aparente ......................................................................................................................... 45

Figura 3.8 - Programação do ensaio em perfil de escada. Representa o desenvolvimento da taxa de

corte ao longo do tempo de ensaio ........................................................................................................ 47

Figura 3.9 - Reómetro rotacional utilizado na caraterização reológica das amostras de grout ............. 48

Figura 3.10 - Geometria utilizada durante as medições reológicas e as duas superfícies consideradas:

lisa e com lixa ........................................................................................................................................ 49

Figura 4.1 - Registo dos tempos de escoamento no ensaio do cone de Marsh, em função do rácio a/l

(gráfico de barras). Diâmetros de espalhamento em função do rácio a/l (gráfico de linha) .................. 53

Figura 4.2 - Registo da perda de massa volúmica inicial (%) do grout, em função do tempo (ensaio de

estabilidade) .......................................................................................................................................... 55

Figura 4.3 - Quebra de massa volúmica inicial (%) do grout, em função dos diferentes rácios a/l e para

os tempos parciais de: 10, 20, 30 e 60𝑚𝑖𝑛. ........................................................................................... 55

Figura 4.4 - Sequência da retirada da esfera metálica do grout mais pasroso (a/l = 0,45), que permite

identificar a sua vizinhança rodeada por água e o vazio deixado no seu lugar ..................................... 56

Figura 4.5 - Registos do tempos de retenção de água dos grouts submetidos a uma depressão, em

função do rácio a/l e para três quantidades parciais (30, 45 e 60𝑚𝑙) .................................................... 57

Figura 4.6 - Avaliação, para os diferentes rácios a/l, da variação da viscosidade aparente, em função da

perda de água ......................................................................................................................................... 59

Figura 4.7 - Curva de escoamento para um grout de rácio a/l = 0,5, com uma reta de ajuste aos valores

do gráfico, segundo o modelo de Bingham modificado ........................................................................ 60

Figura 4.8 - Curva de escoamento para um grout de rácio a/l = 0,45, com uma reta de ajuste aos

valores do gráfico, segundo o modelo de Bingham modificado ........................................................... 60

ix

Figura 4.9 - Curva de escoamento para um grout de rácio a/l = 0,45, com uma reta de ajuste aos

valores do gráfico, segundo o modelo de Bingham e sem o troço inicial de maior variação dos valores

de tensão ................................................................................................................................................ 61

Figura 4.10 - Viscosidade plástica e tensão de cedência, descritos pela equação de Bingham

modificada, para diferentes dosagens de água e gaps entre placas de medição .................................... 62

Figura 4.11 – Tensão de cedência e viscosidade plástica descritas pela equação de Bingham (todos os

valores de tensão), para diferentes dosagens de água e para os vários gaps ......................................... 63

Figura 4.12 - Tensão de cedência e viscosidade plástica descritas pela equação de Bingham (sem

valores de tensão iniciais), para diferentes dosagens de água e para os vários gaps ............................. 63

Figura 4.13 - Quantificação do escorregamento (geometria de face lisa) para a mistura de rácio a/l =

0,45, para diferentes gamas de tensão aplicadas (10, 15 e 20𝑃𝑎) ......................................................... 64


0,5, para diferentes gamas de tensão aplicadas (10, 15 e 20𝑃𝑎) ........................................................... 65


0,5, para diferentes gamas de tensão aplicadas (10, 15 e 20𝑃𝑎) ........................................................... 65

Figura 4.16 - Diferenças entre mostras com rácio a/l = 0,45, depois de ensaiadas com um gap de 1𝑚𝑚

(esq.) e 3𝑚𝑚(dir.) ................................................................................................................................. 66

Figura 4.17 - Diferenças entre mostras com rácio a/l = 0,55, depois de ensaiadas com um gap de 1𝑚𝑚

(esq.) e 3𝑚𝑚(dir.) ................................................................................................................................. 67

Figura 4.18 - Alteração da rugosidade da geometria, com recurso à colagem de uma lixa (dir.) na face

lisa (esq.) ............................................................................................................................................... 68

Figura 4.19 - Quantificação do escorregamento (geometria de face rugosa) para a mistura de rácio a/l

= 0,45, para diferentes gamas de tensão aplicadas (80, 100 e 130𝑃𝑎) .................................................. 69


= 0,5, para diferentes gamas de tensão aplicadas (10, 15 e 20𝑃𝑎) ........................................................ 70


= 0,55, para diferentes gamas de tensão aplicadas (10, 15 e 20𝑃𝑎) ...................................................... 70

x

Figura 4.22 - Curvas de escoamento para um grout de rácio a/l = 0,45, representadas para os diferentes

gaps de medição (geometria de face rugosa) ........................................................................................ 71





Figura 4.25 - Viscosidade aparente e tensão de cedência obtidos pela equação de Bingham modificada,

para diferentes dosagens de água e para os vários gaps (geometria rugosa) ......................................... 72

Figura 4.26 - Comparação de curvas de fluxo de um grout com rácio a/l = 0,45, obtidas através de

geometria de face lisa e rugosa .............................................................................................................. 73





Figura 4.29 - Comparação de parâmetros reológicos para os diferentes ráco a/l, obtidos a partir de

geometria de face lisa (ajuste com modelo de Bingham) e rugosa (ajuste com modelo de Bingham

modificado) ........................................................................................................................................... 75


geometria de face lisa (ajuste com modelo de Bingham parcial) e rugosa (ajuste com modelo de

Bingham modificado) ............................................................................................................................ 76


geometria de face lisa (ajuste com modelo de Bingham) e rugosa (ajuste com modelo de Bingham

modificado). .......................................................................................................................................... 76

xi

Índice de Quadros

Quadro 2.1- Fachadas comuns em alvenarias de pedra. .......................................................................... 8

Quadro 2.2 - sintese dos requisitos essenciais a uma calda de injeção, apropriada para reforço de uma

estrutura ................................................................................................................................................ 16

Quadro 2.3 - Tipos de escoamento de acordo com o movimento descrito pelas partículas .................. 21

Quadro 3.1 - Caraterísticas da cal hidráulica natural NHL 5, de acordo com o fornecedor .................. 36

Quadro 3.2 - Caraterísticas do Superplastificante ................................................................................. 36

Quadro 3.3 - Formulação dos grouts contemplando vários rácio a/l e as respetivas dosagens de SP ... 37

xiii

Lista de abreviaturas, siglas e símbolos

𝐴 – Unidade de área

𝐹 – Força Tangencial

ℎ – Altura

Vs. – Versus

Vs - Velocidade de escorregamento

SP – Superplastificante

PCE – Policarboxilato

SNF – Condensado de naftaleno formaldeído

Bl. – Bleeding

Crit. – Crítico(a)

NHL 5 – Cal hidráulica Natural

DEC/UNL - Departamento de engenharia civil da Universidade Nova de Lisboa

FCT - Faculdade de Ciências e Tecnologia

EN - Norma Europeia (European Norm)

NP - Norma Portuguesa

ASTM – American Society for Testing and Materials

XRF – X-ray fluorescent spectroscopy ou análise de fluorescência de raios X

𝑆𝐴 – Superfície específica

– Tensão de corte

xiv

0 – Tensão de cedência

– Taxa de deformação por corte

– Viscosidade

𝑎– Viscosidade aparente

𝑝– Viscosidade plástica

𝑣 – Velocidade

𝐾 – Coeficiente de consistência

𝑛 – Índice da “lei de potência”

𝑤/𝑏 – Water/binder

𝑎/𝑙 - Água/ligante

1

1. Introdução

1.1. Enquadramento do tema

Presentemente observa-se uma consideração pelo património edificado e uma vontade de

preservar os centros históricos das nossas cidades, nunca antes testemunhada e partilhada pela

população em geral. Este crescente interesse, poderá ser devido à consciencialização do valor histórico

que os edifícios e monumentos antigos envergam, ou mesmo até, pelo receio de perdermos

irremediavelmente a nossa identidade arquitetónica e cultural.

O panorama social e económico Português é propício à construção de luxo, por parte de

investidores que pretendem atrair potenciais clientes, a maior parte destes estrangeiros, assim como

alguma da elite de investidores nacionais. Existe portanto, a ideia de que a construção é dispendiosa,

quase exclusiva dos privados, possuidores de capital para investimento em imóveis. Enquanto a

reabilitação fica à responsabilidade do Estado ou das Câmaras Municipais e, mais recentemente ainda,

das Direções Regionais de Cultura (previstas no decreto lei nº89/2012, de 25 de Maio) a quem

compete a salvaguarda, valorização e a divulgação dos monumentos e do património cultural imóvel,

abrangido na legislação.

Por outro lado, observou-se o decréscimo acentuado da atividade da construção civil, mais

concretamente de construções novas, muito por causa da recente crise mundial, da qual Portugal não

foi poupado, que forçou as principais empresas e construtoras a procurar novos mercados onde

pudessem continuar a desenvolver os seus projetos, restando apenas alguns destes, com maior ou

menor relevo, em território nacional.

Esta convergência de acontecimentos fomentou o crescimento da atividade de reabilitação em

Portugal, auxiliada por programas desenvolvidos por algumas câmaras municipais, que impulsionaram

este ramo da engenharia e ajudaram, de alguma forma, na renovação da forma de praticar construção e

arquitetura, pois a engenharia de reabilitação e conservação requer uma abordagem e um conjunto de

habilidades diferentes das que são empregues no design de construções novas (Lourenço, 2006).

Este momento deve ser aproveitado por todos os intervenientes, diretos ou indiretos, para

dinamizar ainda mais o sector construtivo, introduzindo nova vida no mercado imobiliário e também

nas nossas cidades, mudar alguns paradigmas e compreender o importante legado que é o passado

como registo dos princípios construtivos e transmitir esses conhecimentos às gerações futuras. Um

melhor conhecimento das técnicas tradicionais e uma nova pesquisa para as aplicar de uma forma

modernizada, será uma das problemáticas de maior vulto nos trabalhos futuros, desenvolvido pelos

autores neste campo de estudo (Penazzi, Valluzzi, Saisi, Binda e Modena, 2001).

2

A consolidação de alvenarias de pedra de múltiplos panos, compostas por elementos exteriores

rígidos, que confinam um espaço preenchido por vários elementos de fraca qualidade, juntamente com

a técnica de injeção de grouts para reforço das mesmas, conduzir-vos-á ao elemento central desta

dissertação. Devido à alargada presença desta solução construtiva em centros históricos e monumentos

de toda a Europa, a injeção de grouts é um procedimento comum e bastante eficaz nas operações de

consolidação atuais. O processo de consolidação é feito através da introdução deste material fluido –

neste caso, à base de cal hidráulica - sob pressão ou por gravidade, na folha central das alvenarias. O

objetivo é o preenchimento eficaz dos vazios e fendas, originados pela desagregação do material do

núcleo e pelo envelhecimento natural da alvenaria. A operação, se bem executada, através do

restabelecimento dos elos de ligação entre os três panos, devolverá o comportamento monolítico à

alvenaria e melhorará a sua resistência mecânica. O grau de sucesso depende essencialmente da

capacidade de penetração do grout nos vazios. Desta forma, é necessário avaliar o meio onde o grout

será inserido, assim como, controlar as suas propriedades no estado fresco, tais como a tensão de

cedência, a viscosidade plástica, exsudação e retenção de água, que podem condicionar o seu avanço,

mantendo, ao mesmo tempo, homogeneidade suficiente para poder conferir resistência mecânica à

alvenaria. Aqui surge o estudo das propriedades reológicas dos grouts. E, simultaneamente, o estudo

do fenómeno de escorregamento, que durante as medições reológicas, condiciona a sua correta

avaliação. Vários autores, como Banfil (2006), Nehdi (2004) e Saak (2001), mostraram em estudos

anteriores com betão e pastas de cimento, que o escorregamento tem um importante papel durante as

medições reológicas, levando à subestimação do valor da tensão de cedência e de falsos valores de

viscosidade (Baltazar, 2015).

1.2. Objetivos

A presente dissertação tem o objetivo de contribuir para o conhecimento das propriedades

reológicas, que têm um importante papel na formulação e caracterização de grouts, destinados a

operações de injeção em alvenarias antigas, nomeadamente alvenarias de três panos.

Os ensaios e medições reológicas, levadas a cabo durante a realização das campanhas

experimentais, tiveram como principal orientação:

- Estabelecer um padrão de influência da perda de água e da exsudação – migração de água da

mistura para a superfície – nas propriedades reológicas e na estabilidade dos grouts no estado

fresco;

- Quantificar a influência do escorregamento (Wall Slip/Splippage) nas propriedades

reológicas de grouts de injeção, com recurso a um reómetro rotacional;

3

- Verificando a ocorrência de Wall Slip, procurar inibir o fenómeno através da modificação da

rugosidade da geometria do reómetro e apresentar os melhoramentos obtidos.

1.3. Estrutura da dissertação

A presente dissertação desenvolve-se ao longo de cinco capítulos. No primeiro capítulo é feito

um enquadramento dos temas abordados e são estabelecidos os objetivos a alcançar com este trabalho.

No segundo capítulo apresenta-se uma metodologia de caraterização dos suportes em estudo e dos

materiais que os constituem e que serão alvo de intervenções como a injeção de grouts. Sintetiza-se,

também, o estado do conhecimento sobre os grouts de injeção, proporcionando uma melhor perceção

destes materiais, dos seus constituintes e do seu processo de formulação.

O conhecimento das propriedades reológicas é fundamental para a caraterização dos grouts no

estado fresco, assim, como na quantificação em termos físicos de algumas propriedades equivalentes,

às quais, normalmente, nos referimos de forma genérica: a trabalhabilidade, a fluidez e a

injetabilidade. Neste sentido, ainda no segundo capítulo, são descritos os métodos de averiguação dos

parâmetros reológicos, os princípios seguidos na sua medição e os modelos que descrevem o

escoamento dos grouts. No terceiro capítulo, explana-se a metodologia seguida ao longo de toda a

campanha experimental. É feita uma descrição de todos os procedimentos experimentais, uma

caraterização detalhada de todos os materiais e equipamentos utilizados, assim como o cuidado e o

rigor tidos na sua utilização. No quarto capítulo, apresentam-se e discutem-se os resultados obtidos

durante os ensaios programados.

Finalmente, as conclusões e propostas de desenvolvimentos futuros são apresentados no

quinto e último capítulo.

Refere-se ainda, adicionalmente, a apresentação em anexo de tabelas auxiliares com os

resultados obtidos nas medições reológicas, que permitiram construir as curvas de escoamento dos

grouts e quantificar a velocidade de escorregamento. Assim como, uma disseminação preliminar de

resultados, realizada no âmbito da Conferência Ibérica sobre Reologia (edição de 2015), que é

organizada em conjunto pela Sociedade portuguesa de Reologia (SPR) e pelo Grupo Espanhol de

Reologia (GER). Aí, é feita uma primeira abordagem crítica aos resultados e donde se retiraram

algumas conclusões que antecedem os restantes ensaios reométricos, efetuados com recurso a uma

geometria de superfície rugosa.

5

2. Análise do conhecimento

2.1. Alvenaria de pedra antiga

A análise feita no presente capítulo centrar-se-á nas construções de carater histórico, que pela

sua composição e caraterísticas estruturais, estão contextualizadas na temática da presente dissertação.

De uma forma geral, esta escolha baseia-se no tipo de materiais utilizados (blocos de pedra ordinária),

na tipologia de construção e secção transversal (três panos), no tipo de argamassas e nos rebocos.

Entre estas, encontram-se as estruturas consideradas imutáveis, uma vez que, o propósito com que

foram erigidas, como por exemplo: proteger, abastecer a cidade de água ou servir como local de culto,

atualmente já não se aplica, mas o seu valor patrimonial exige que se mantenha a sua aparência

original, estabilidade estrutural e se promova a sua durabilidade. Salvo algumas exceções, esta análise

não pretende visar os edifícios habitacionais, apesar de muitos destes necessitarem, de forma evidente,

desde simples manutenções a extensos trabalhos de consolidação.

São várias as técnicas clássicas de consolidação, contudo, os grouts especializados para

injeção, assim como as tecnologias essenciais à sua aplicação, têm vindo a ser desenvolvidas desde

1990, para permitir uma consolidação apropriada das alvenarias, com respeito pela autenticidade e

pelo seu valor patrimonial no contexto do monumento, como é requerido pela Carta de Veneza

(Gemert, Ignoul, Brosens e Toumbakari, 2015).

No grupo de suportes elegíveis para aplicação desta técnica, as estruturas de panos múltiplos

de alvenaria de pedra são as mais peculiares; o seu comportamento sob ação sísmica e a sua

compatibilidade com técnicas de reparação ainda requerem mais conhecimento e compreensão; não

podem ser, sequer, comparadas às alvenarias de tijolo ou estruturas de alvenaria de pedras regulares

(Penazzi et al., 2001).

Neste âmbito, a consolidação de edifícios tem um papel de grande preponderância, pois é

necessário um grande conhecimento do historial das alvenarias, por vezes com cariz quase

arqueológico, para tentar compreender a origem das anomalias, os materiais de construção utilizados e

aqueles que possam ter sido substituídos ao longo da sua história. E, estar apto a recomendar que não

se tome qualquer ação, pode significar muito mais trabalho de investigação e, consequentemente, mais

custo para o engenheiro, do que recomendar uma qualquer intervenção profunda (Lourenço, Ramos,

Vasconcelos e Peña, 2008).

Assim, procurou-se uma metodologia de caraterização dos suportes e dos materiais que os

constituem, que serão alvo de intervenções com o cariz acima referido, de forma a estabelecer um

6

conjunto coerente das caraterísticas que poderão levar à escolha da técnica de injeção de grouts e,

mais importante até, condicionar o sucesso dessa operação.

2.1.1. Caraterização de alvenarias antigas de pedra

Ao se imaginar uma estrutura cuja sua idade e época de construção lhe conferem um estatuto

histórico e de herança patrimonial, cria-se a imagem de uma igreja, de uma muralha ou de um coliseu.

No fundo, tenta imaginar-se a estrutura mais antiga possível, onde os denominadores comuns são os

grandes blocos de pedra ordinária que as constituem, assentes uns sobre os outros de forma mais ou

menos criteriosa, com ou sem argamassa a uni-los, formando o material das juntas. Mas, as alvenarias

ordinárias de pedra dos edifícios históricos são estruturas muito heterogéneas compostas por pedras,

materiais cerâmicos e argamassas de cal, apresentando em geral, espessuras, peso e rigidez elevadas, o

que lhes confere boa resistência à compressão, mas reduzidos valores de resistência ao corte, à flexão

e à tração (Gonçalves, 2013).

No caso das alvenarias de três panos, a sua seção é composta por duas folhas resistentes

externas e um espaço interior, ocupado por pequenas pedras, areia, argamassa e outro tipo de materiais

desagregados. A falta de coesão entre os diferentes elementos, a existência de vazios, fendas e uma

conexão deficiente entre os panos exteriores, conduz a um comportamento não monolítico da alvenaria

(Bras e Henriques, 2012).

Uma forma não destrutiva de conhecer o comportamento estrutural da alvenaria poderá ser

através da observação visual, ou fotográfica de vários elementos específicos. Binda, nos seus trabalhos

de investigação, aprofundou uma metodologia de avaliação da porosidade global da estrutura, baseada

na observação das seções transversais das alvenarias fotografadas à escala natural. Nestas, além de

serem quantificadas as áreas de vazios (muito importante para os trabalhos que envolvam a injeção de

grouts), podem ainda ser conhecidos outros fatores: espessura da parede (geometria), número de panos

e tipo de ligação entre eles e o tipo de material de enchimento (Binda e Saisi, 2002).

Há situações nas quais, pelo estado de conservação em que a estrutura se encontra, não é

possível uma inspeção visual à sua seção transversal. Também, devido ao seu valor histórico, por

razões óbvias, não é sequer ponderada uma avaliação por métodos destrutivos. As alternativas passam

por utilizar ensaios ultrassónicos para a deteção de elementos estruturais ocultos, descontinuidades no

núcleo, heterogeneidades no material e avaliar a extensão dos danos provocados pelas fissuras. Pode

ainda recorrer-se a ensaios ligeiramente destrutivos, recolhendo amostras (pedra, argamassa ou

material do interior da alvenaria) para análise laboratorial, numa quantidade tão pequena que não

altere a composição inicial da estrutura. Assim, poderá ser conhecido o teor em humidade, o nível de

ascensão de água por capilaridade e o grau de degradação superficial.

7

2.1.2. Tipologias

Segundo Mascarenhas (2003), a técnica de construção de paredes com pedra divide-se em dois

tipos: cantaria e alvenaria. A diferença entre os dois prende-se com o uso de argamassas. Enquanto, o

primeiro tipo de trabalho é feito com junta seca (não se faz o uso de argamassa para o assentamento

das pedras), no segundo tipo, as pedras já são assentes com algum tipo de ligante. Luso (2012),

citando vários autores, distingue estas técnicas com mais rigor, sendo as diferenças entre elas subtis,

mas essenciais no diagnóstico criterioso exigido neste âmbito.

As alvenarias podem ser classificadas ainda quanto ao seu tipo de secção, nomeadamente,

tendo em conta o número de panos que apresentam na sua constituição. Tendo já sido apresentada uma

definição anteriormente, considerando tais caraterísticas, apresentam-se na figura 2.1 alguns dos tipos

de seções transversais que podem e ser encontradas:

Figura 2.1- Exemplos de seções de alvenarias de pedra (três panos) (adaptado de: (Van Gemert

et al., 2015) e (Rosa,2013))

No quadro 2.1 podem observar-se as técnicas construtivas mais comuns, referentes à tipologia

dos alçados e as suas principais características:

8

Quadro 2.1- Fachadas comuns em alvenarias de pedra. Cima: alvenaria de pedra aparelhada (slides IST -

Professores: Branco, Brito, Ferreira e Flores); centro: alvenaria de pedra regular (Demir e Ilki, 2014); baixo:

alvenaria ordinária (Roseiro, 2012)

Designação da técnica de

construção Aspeto Caraterísticas

Alvenaria de pedra

aparelhada/aparelho

rústico ou Alvenaria mista

Pedras irregulares (xisto

e granito)

Assentes em argamassa

Pedras rijas e

aparelhadas, numa face,

formam os paramentos

Aspeto de polígono

irregular fica à vista

Alvenaria de pedra

aparelhada/aparelho

regular tosco ou parede

cantaria

Pedras retangulares

(geralmente, granito de

grandes dimensões)

Assentamento com, ou

sem argamassa (junta

seca – dry joints em

Inglês)

Sobrepostas e justapostas

Alvenaria ordinária

Pedra irregular assente

em argamassa

Técnica menos cuidada

(rapidez na execução)

Normalmente revestida

por argamassa

Necessidade de

travamento (encasque)

9

2.1.3. Materiais constituintes das alvenarias

Argamassa

Apesar de ser um elemento de pouco relevo neste tipo de alvenarias, a argamassa é um

elemento de ligação essencial. Obtém-se juntando água ao ligante, aos agregados (finos ou grossos) e

contendo, por vezes, adições. A sua função é definida em concordância com a sua localização na

estrutura, podendo ser designada como: argamassa de assentamento, de refechamento de juntas, de

ligação entre os elementos soltos do núcleo e de elemento protetor ou decorativo (se utilizada como

reboco).

Na Europa, desde tempos antigos até ao início do séc. XIX, as argamassas eram geralmente de

cais puras (também designadas por não hidráulicas, ou cais aéreas, pois necessitavam da presença de

ar para carbonatar e endurecer), de cais hidráulicas naturais ou pozolânicas (endureciam se submersas

em água) (Martínez, Castillo, Martínez, e Castellote, 2013).

O termo cal, que designa o ligante na constituição das argamassas, refere-se ao óxido de cálcio

(𝐶𝑎𝑂 – cal viva) formado a partir da cozedura de calcários puros – carbonato de cálcio, 𝐶𝑎𝐶𝑂3; ou de

carbonato de cálcio e magnésio - que, depois de hidratado, resulta num composto designado por

hidróxido de cálcio (𝐶𝑎(𝑂𝐻)2 – cal apagada). A decomposição por ação da temperatura designa-se

calcinação e, com a aspersão ou imersão em água, dá-se o processo de extinção da cal.

A aproximadamente 900º 𝐶 dá-se a reação de calcinação, que é endotérmica:

𝐶𝑎𝐶𝑂3 + 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 = 𝐶𝑎𝑂 + 𝐶𝑂2 (2.1)

Em contrapartida, a reação química de extinção da cal viva é exotérmica expansiva:

𝐶𝑎𝑂 + 𝐻2𝑂 = 𝐶𝑎𝐶𝑂3 + 𝐻2𝑂 + 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 (2.2)

A cal aérea pode ser classificada como cálcica gorda, quando se obtém a partir de calcários

com percentagem igual ou superior a 99% de carbonatos, ou cálcica magra, quando contém 1% a 5%

de argila ou outras impurezas. A cal aérea pode ainda ser magnesiana, quando o teor em óxido de

magnésio é superior a 20% (Rosário Veiga e Paulina Faria, 1990).

A cal hidráulica natural obtém-se por cozedura dos calcários margosos (com teores de argila

entre 5% e 20%) e das margas calcárias (com teor de argila entre 20% e 40%). Para temperaturas entre

1200º C e 1500ºC, dá-se a formação do óxido de cálcio e a combinação de parte do cálcio com sílica e

alumina, formando silicatos e aluminatos (Rosário Veiga e Paulina Faria, 1990).

10

Normalmente, as cais hidráulicas têm baixas tensões de rotura devido a uma cozedura a

temperatura insuficiente. O que, à partida, poderia ser visto como uma desvantagem para a

durabilidade da estrutura, acaba por criar condições ótimas de assentamento dos blocos de pedra,

permitindo uma transmissão uniforme da carga nas juntas.

Forma-se, assim, um importante sistema de juntas de dilatação, suficientemente resistente e

elástico para absorver tensões e movimentos diferenciais que se podem gerar no interior da parede.

Graças ao seu comportamento elástico, as argamassas absorvem contrações e expansões produzidas

por variações térmicas, sem fissurar (Luso, 2012).

De forma a completar as caraterísticas físicas e mecânicas das argamassas de cal, pode ainda

referir-se que estas apresentam uma elevada permeabilidade ao vapor de água, alta absorção capilar e

baixa resistência aos ciclos gelo/degelo. É importante sublinhar, que a alta capacidade de absorção

destas argamassas, pode provocar retração ou segregação nos grouts de injeção (Binda, Modena,

Baronio e Abbaneo, 1997).

Agregados e adições

A par da cal, a areia, o barro e o gesso constituíam os materiais mais comuns e de eleição, para

a elaboração das argamassas das alvenarias de pedra antigas. Consoante as preocupações construtivas

de cada civilização, como a durabilidade e a proteção, por exemplo contra a água, podem ser

encontrados outros materiais de propriedades conhecidas na sua constituição (hidráulicas ou

impermeáveis): pozolanas, pó de tijolo, materiais orgânicos como o sebo e borra de azeite.

As civilizações Grega e Romana descobriram que a calcinação de calcários margosos, como já

foi referido, com concentrações de alumino silicatos (argilas), rendia um material ligante que

endurecia debaixo de água e que melhorava as propriedades mecânicas da parede. As cais hidráulicas

artificiais, por sua vez, descobertas pelos Fenícios e aperfeiçoadas por Gregos e Romanos, eram

obtidas misturando a cal com material pozolânico, retirado da cidade de Puzzoli, localizada nas

imediações do Vesúvio em Itália. Este material pozolânico possuía alto teor de material reativo, a

sílica e alumina. Fundamentalmente, as reações pozolânicas são condicionadas pelas quantidades

disponíveis destes dois componentes (Matias, Faria e Torres, 2014).

Quando combinados com 𝐶𝑎(𝑂𝐻)2 (hidróxido de cálcio) na presença de água, geram novos

produtos, principalmente silicatos e aluminatos de cálcio hidratado, com propriedades ligantes e

cimentícias superiores às das argamassas anteriores. (Rodríguez-Navarro, 2012)

Segundo Theodoridou (2013), podem encontrar-se dois tipos de pozolana:

11

- Pozolana natural – a de origem vulcânica e utilizada há milhares de anos na produção de

argamassas;

- Pozolana artificial – Produzidas a partir de materiais naturais, tais como argila, após

tratamento a altas temperaturas. Os tijolos finamente esmagados, na forma de fragmentos ou pó, são

um exemplo típico de pozolanas artificiais, mas a natureza deste material de adição, é considerada

hidráulica com base nas possíveis reações com o hidróxido de cálcio, referidas anteriormente, e a

subsequente formação de silicatos e aluminatos de cálcio hidratado, durante o processo de

solidificação.

É importante relembrar que estes constituintes, não só têm influência nas caraterísticas

mecânicas da alvenaria, mas também nas suas propriedades físicas e químicas. Por isso, é de extrema

importância ponderar quais os materiais usados na sua conservação, sob pena de interferir, de forma

irreversível, no funcionamento de um sistema construtivo de caraterísticas muito peculiares.

Pedra

É o material eleito para compor os panos exteriores das alvenarias, devido à sua durabilidade,

beleza estética e pelo facto de poderem ser desmontadas com relativa facilidade, para reutilização

noutras construções. A sua utilização é muito versátil, havendo uma grande variedade de formas e

tamanhos (mais ou menos regulares). O local da estrutura onde são empregues depende das suas

caraterísticas físicas e mecânicas. Em território nacional, a escolha do tipo de pedra a utilizar era feita

em função da localização geográfica, da disponibilidade de recursos, da época e do tipo de arte

construtiva. No norte do país, especificamente no Minho e Douro Litoral, é usual a presença de

granito, o xisto em Trás-os-Montes e Beiras e o calcário na zona de Lisboa e Alentejo. Podem

encontrar-se algumas exceções, no caso de monumentos ou em edifícios senhoriais, onde o fator

económico permitia trazer pedra de qualidade, caso não estivesse disponível nas proximidades.

Tal como todos os materiais, este também sucumbe ao fator tempo, aos ataques ambientais e

ao desgaste de utilização, surgindo anomalias estéticas e estruturais, como se poderá verificar no ponto

seguinte.

2.1.4. Fragilidades e anomalias das alvenarias de pedra de múltiplos panos

As alvenarias de panos múltiplos são particularmente suscetíveis a tensões de corte no seu

plano, devido à baixa resistência que apresentam a este tipo de solicitações. Adicionalmente, se a

qualidade do pano interior, comparativamente à dos panos exteriores, for pobre e se não existirem

elementos transversais de ligação entre panos, irão ocorrer, com certeza, colapsos fora do plano da

alvenaria e descolamentos (Silva, Dalla Benetta, Da Porto e Modena, 2014).

12

Figura 2.2- Mecanismos de colapso possíveis em alvenarias de pedra de três panos, sem

comunicação transversal, devido a ações fora do seu plano (adaptado de (Silva, 2012))

A estas vulnerabilidades estruturais juntam-se fatores como o tempo, as ações químicas e

biológicas e a falta de manutenção e conservação. Tendo presente que um diagnóstico correto é

essencial para averiguar a origem de cada patologia e viabilizar a injeção com grouts, sintetiza-se

neste ponto as principais razões que possam conduzir ao reforço da estrutura, recorrendo a esta

técnica.

Fendilhação

É talvez a anomalia mais vulgar nas alvenarias de três panos, devido a uma baixa resistência

às forças de tração. Surgem com frequência junto a zonas onde se concentram tensões: aberturas, nos

cantos ou em ligações com outras paredes ortogonais. Os padrões deixados pelas fendas permitem, a

maior parte das vezes, identificar os movimentos que os provocam. Alguns exemplos são:

assentamentos diferenciais na fundação, alinhamento deficiente nas ligações das paredes, vibrações,

choques e heterogeneidades no material que as constitui. Habitualmente não se tem em conta o peso

próprio destas estruturas, mas o seu tamanho e o tempo que estiveram sujeitas a cargas cíclicas, como

o vento e as ações térmicas, faz com que a fendilhação seja, também, amplificada por este fator. A

presença de água agrava a extensão das fissuras, em função da qualidade dos materiais e do tipo de

construção.

Desagregação

Normalmente, nem todas as fendas representam um risco de dano estrutural para o edifício,

mas o seu aumento pode levar à ocorrência de desagregação. Além das causas mencionadas acima, a

presença de pedras brandas em conjunto com a exposição à poluição, a movimentos de ascensão

capilar, à água da chuva e a atos de vandalismo, agravam ainda mais o estado de deterioração dos

materiais. Esta situação leva a que as estruturas deixem, progressivamente, de suportar tensões de

compressão e de corte.

13

É importante destacar, que o desgaste das pedras não se deve somente aos fatores químicos e

físicos mencionados, mas também aos agentes biológicos. Estudos sobre algas concluíram que, além

de mancharem e descolorarem as pedras, promovem o seu enfraquecimento, através da penetração dos

filamentos nos poros e mobilizam calcificação e ataques ácidos. Isto provoca alterações ao nível da

topografia mineral (especialmente nos calcários devido aos carbonatos e nos granitos devido aos

feldspatos), onde chegam a ser registadas subidas até duas unidades de pH (Welton, Cuthbert,

McLean, Hursthouse e Hughes, 2003).

Anomalias resultantes da ação da água

De todos os agentes responsáveis pelo desgaste das estruturas, a água é talvez o que mais

facilmente se identifica, devido às marcas características que deixa à sua passagem. Esta penetra nos

pontos mais fracos, tais como: fendas, juntas de assentamento e vazios. Ou ascende por capilaridade,

dissolvendo sais presentes no solo ou na estrutura e arrasta os elementos constituintes mais finos, ao

longo do seu trajeto. Estes movimentos fazem com que o arranjo do enchimento interno se altere,

alargando a rede de vazios e proporcionando um aparecimento de sais à superfície ou até zonas

internas do reboco, onde as condições de humidade e temperatura provocam a sua cristalização (com

danos colaterais para a alvenaria).

Em alguns casos, as argamassas estudadas em ambiente marítimo, com um tremendo índice de

penetração de sais, apresentam atualmente uma durabilidade assinalável. Este fato pode estar

relacionado com a combinação de sais ao nível dos silicatos de cálcio e dos compostos de alumínio e

de cálcio, formados em argamassas antigas com a presença de água. Também a presença de etringite1

nos poros da deformável argamassa de cal, parece evitar os usuais efeitos destrutivos, melhorando a

sua resistência mecânica (Borges, Santos Silva, e Veiga, 2014).

1 Etringite – A sua formação pode ser atribuída à reação entre os sulfatos e os aluminatos de cálcio, gerados nas

reações pozolânicas entre a cal e os minerais reativos do agregado (areia).

14

2.2. Grouts para injeção em alvenarias

Dissecando as inúmeras definições existentes na bibliografia disponível sobre o tema, pode

afirmar-se que, essencialmente, o grout é uma suspensão concentrada de partículas de ligante em água

e, na maior parte dos casos, adjuvantes e/ou adições, tendo como finalidade a injeção em alvenarias de

panos múltiplos. Esta aplicação tem como objetivo aumentar a compactação dessas alvenarias, criar

ligações entre os panos interiores e exteriores, devolver o comportamento monolítico à alvenaria e

aumentar a resistência a cargas permanentes (Baltazar, Henriques, Jorne e Cidade, 2013).

Para o efeito é necessário que o grout preencha os vazios, sejam estes de pequena ou grande

dimensão, de modo a tornar o interior da alvenaria um meio contínuo. Por mais simples que aparente

ser a sua definição, a formulação de grouts (grout design) e a aplicação das técnicas de injeção, estão

longe de serem tão lineares. Além das características muito peculiares das alvenarias de panos

múltiplos, há que garantir previamente que as misturas satisfazem uma série de requisitos essenciais

ao sucesso de toda a operação, pois trata-se de um processo irreversível, na medida em que não será

possível recolher o grout depois de injetado.

Sendo uma das técnicas de aplicação mais comum na reabilitação e conservação do

património cultural edificado, é normal que surjam e existam no mercado várias soluções de grouts pré

doseados, tais como suspensões à base de polímeros, cimentícias e de cais aéreas/hidráulicas. Todas

estas soluções têm vindo a ser, ao longo dos últimos anos, objeto de estudo em laboratório, assim

como in situ, por parte dos investigadores, devido à falta de conhecimento e à complexidade que

carateriza a prescrição da dosagem de um grout de cal hidráulica para injeção. Além disso, em alguns

desses produtos, a informação disponibilizada é limitada pelo que os grouts fluidos têm sido aplicados

sem conhecimento total das suas propriedades (Lourenço, 2014).

Neste capítulo, sintetiza-se o estado do conhecimento, sustentado pelo esforço conjunto que

tem sido levado a cabo pela interação entre a prática in situ e a investigação científica. Pretende-se,

assim, proporcionar uma melhor perceção dos grouts e do processo da sua formulação.

2.2.1. Requisitos das caldas de injeção

Para os vários tipos de misturas interessa que, de forma geral e numa primeira abordagem,

satisfaçam os seguintes requisitos (Adami e Vintzileou, 2008):

- Compatibilidade física e química com os materiais que constituem os suportes;

- Eficiência, do ponto de vista de resistência mecânica, i.e. módulo de elasticidade equivalente

ao da alvenaria.

15

Depois de estabelecidos os padrões necessários à compatibilidade - do ponto de vista da

recetibilidade dos materiais antigos aos novos que serão introduzidos - à introdução das novas

propriedades mecânicas, em conjunto com os estudos prévios que permitam avaliar o estado de

degradação da estrutura, no que respeita, pelo menos, à profundidade das cavidades, fissuras e

comunicação dos poros, é, então, desbloqueada uma nova fase de averiguação das propriedades

essenciais a uma injeção de sucesso. Assim sendo, definem-se de seguida, de acordo com Luso (2012)

, as propriedades mais importantes a ter em conta aquando da formulação de grouts de injeção,

complementadas com contribuições de diversos autores:

Fluidez – capacidade de permanecer no estado fluido por tempo suficiente, enquanto percorre

o interior da alvenaria e se difunde de forma homogénea nas cavidades (Valluzi, 2000). A fluidez

depende fundamentalmente da distribuição granulométrica dos grãos, da natureza, forma e superfície

específica das partículas, da percentagem de água de amassadura e do método de mistura da calda

(Vintzileou, 2006). Isto significa que a simples junção de ligante e água, provavelmente será

insuficiente para uma performance desejada por parte do grout (Baltazar, Henriques, Jorne e Cidade,

2014).

Estabilidade – capacidade de permanecer homogénea, ou seja, exibir as mesmas propriedades

(ou muito semelhantes) durante o processo de introdução na alvenaria e, numa fase posterior, em

repouso até ao seu endurecimento. A estabilidade de um grout está dependente da velocidade a que se

prepara a mistura, do tempo que esta demora e, ainda, com o momento de adição e o tipo de adjuvante

adicionado. Está, ainda, relacionada com a capacidade de retenção de água da mistura.

A retenção de água pode ser melhorada pela introdução de finos, como cinzas volantes e sílica

de fumo. Estes materiais podem ajudar no controlo da segregação e exsudação. Pode-se afirmar que

conseguir a estabilidade na conceção de um grout de injeção constitui um objetivo fundamental, pois

constitui a condição para a qual se obtêm as mesmas propriedades em todos os locais no seio do

material, quando este passa do estado fresco para os estado endurecido (Luso, 2012).

Exsudação – ressurgimento da água de mistura à superfície do grout, com a formação de uma

lâmina de água. Está essencialmente ligada com a relação água/ligante, com a concentração de

partículas e a dispersão granulométrica do ligante.

Segregação – Tendência para os materiais que compõem o grout, se separarem por camadas

bem definidas. Depende da forma, dimensão e densidade das partículas e também da quantidade de

água utilizada. Segundo Laefer et al. (1996) a segregação depende das caraterísticas do grout e pode

ser influenciada pela relação a/l e pela quantidade de absorção de água do suporte. Se há segregação, a

penetração da mistura é difícil e a resistência final é alterada.

16

Injetabilidade – Eklund and Stille afirmam que a habilidade de um grout em penetrar nas

cavidades, canais e porosidades do material, depende de dois aspetos: reologia e tendência de

filtragem. A tendência de filtragem é a capacidade que um grout tem de prevenir obstruções nos poros

de menor dimensão, evitando que os grãos de ligante entupam o caminho de escoamento e impeçam

uma penetração mais profunda (Bras e Henriques, 2012).

No quadro seguinte, estão indicados resumidamente os requisitos essenciais, categorizados de

modo a facilitar a compreensão de cada um deles e observar, de forma clara, quais os pontos em

comum:

Quadro 2.2 - sintese dos requisitos essenciais a uma calda de injeção, apropriada para reforço

de uma estrutura (adaptado de (Binda et al., 1997) (Luso, 2012))

Requisitos

Reológicos

- Pretende-se fluidez durante o processo de injeção e capacidade de penetração uniforme de

modo a que haja um completo preenchimento dos vazios de igual forma;

- Ausência de segregação;

- A exsudação deve ser mínima, para diminuir a presença de vazios quando a mistura

estiver no estado endurecido;

Requisitos

Químicos

- Deverá ter caraterísticas químicas estáveis no tempo, ou seja, ser capaz de formar ligações

químicas fortes com o material existente, através de reações irreversíveis;

- Deverá ser resistente aos sais de sulfato, de modo a evitar formação de produtos

expansivos (por ex.: etringite) e eflorescências;

- Teor de álcalis deverá ser mínimo;

Requisitos

Físicos

- O tempo de início de presa deverá ser adequado ao tempo necessário à execução da

injeção;

- Pretende-se que a calda tenha uma retração baixa;

- As propriedades higroscópicas deverão ser caraterizadas por insolubilidade em água e

estabilidade volumétrica na presença de água

Requisitos

Mecânicos

- As caraterísticas de resistência mecânica e, essencialmente, de rigidez deverão ser

similares às da argamassa original, ou apenas ligeiramente superiores;

Pode retirar-se da análise do quadro anterior, que um dos requisitos de maior importância é a

aderência do grout ao suporte. Como foi referenciado por Adami e Vintzileou (2008), testes

mecânicos em alvenarias de pedra ordinária de três panos, umas injetadas com grout e outras não,

provaram que um dos parâmetros chave das propriedades mecânicas do grout não é a resistência à

compressão. Como foi sugerido por Toumbakari (2002), a eficiência do processo de injeção depende

nas propriedades de ligação da interface grout-materiais in situ.

Estas propriedades necessitam, forçosamente, de dados concretos de forma a se quantificarem

os valores que traduzem uma ligação sólida destas interfaces, o que desviaria o assunto abordado nesta

17

dissertação, uma vez que os ensaios propostos para a averiguação de uma boa aderência, são

realizados em provetes e este estudo incide unicamente nas propriedades de grouts no estado fresco.

Sabe-se que a ligação química (chemical bond) é mobilizada quando o escorregamento

(slip/slippage) na interface grout-suporte é praticamente zero, decrescendo para valores quase nulos

quando este ocorre. Existem ainda outros fatores que podem influenciar a aderência do grout,

destacando-se a mineralogia do substrato (estrutura interna da alvenaria), a porosidade da sua

superfície, o tipo de ligante e a presença de pozolanas (sílica de fumo, por exemplo). É do

conhecimento geral que a ligação entre o grout e a alvenaria ou agregados, respetivamente, é devida

também à ligação do tipo mecânica, que depende igualmente das caraterísticas do substrato (Adami e

Vintzileou, 2008).

Assim, a escolha do grout de acordo com a tipologia e a textura da parede, assume particular

importância, uma vez que pode determinar se o reforço é ou não eficaz. As alvenarias de três panos

são indubitavelmente mais adequadas a este tipo de operação, quando comparadas com as de dois

panos, composta por grandes blocos de pedra aparelhada (Corradi, Borri e Vignoli, 2002).

2.2.2. Formulação dos grouts de injeção

Como referido anteriormente, os grouts de injeção podem ser formulados in situ ou adquiridos

com um pré-doseamento. A escolha de uma destas duas opções, recai no grau de controlo que se

pretende obter sobre os requisitos e comportamento dos grouts durante a injeção. Depende, ainda, da

disponibilidade de recursos, do conhecimento da injetabilidade da alvenaria e da sua compatibilidade

com os materiais que serão adicionados. Os grouts preparados em obra podem ser constituídos por um

ou mais ligantes (neste caso a cal hidráulica), água e adições, ou adjuvantes (introdutores de ar,

fluidificantes e redutores de água/superplastificantes). Por outro lado, nos grouts pré-doseados em

fábrica, além de se encontrarem os constituintes já indicados em várias proporções, é comum serem

incluídas, em alternativa, misturas orgânicas espessantes (celulose ether, starch gums, etc.).

Adicionalmente, estes adjuvantes proporcionam outros efeitos positivos além da retenção de água, tais

como: a estabilização do ar introduzido, que é muito importante no processo de bombagem. Contudo,

podem apresentar efeitos indesejáveis como o retardamento da hidratação ou um espessamento

excessivo (Cappellari, Daubresse e Chaouche, 2013).

Adições

Em alternativa aos grouts pré-doseados, podem recorrer-se aos seguintes tipos de adições, que

vão de encontro às propriedades pretendidas para o grout em questão:

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- Pozolanas: metacaulino, sílica de fumo e cinzas volantes. Estes só podem ser adicionados em

quantidades que não ponham em causa as propriedades reológicas necessárias a uma boa injeção. No

caso da sílica de fumo, recomendam-se adições em quantidades inferiores a 6% (relativamente à

massa de ligante), sob pena de aumentar drasticamente a tensão de cedência e comprometer a

capacidade de penetração nos vazios;

- fillers: pó de pedra calcária, em quantidades não superiores a 6% (relativamente à massa de

ligante).

Rácio de água/ligante (em inglês w/b)

A relação entre a água/ligante, devido à multiplicidade de situações de aplicação de grouts em

pontes, edifícios históricos e outros elementos arquitetónicos, construídos com materiais diferentes,

com níveis de degradação diferentes e inseridos em estruturas com características particulares, faz com

que cada situação apresente dificuldades próprias e não se possa, à priori, padronizar o modo de

intervenção (Borralho, 2013).

Na bibliografia, os rácios de caldas cimentícias para reparação e consolidação de alvenarias de

pedra, têm um alcance que vai desde 0,5 a 1,0. Para se ter um termo de comparação, as caldas que se

destinam ao recobrimento de cabos de pré tensão, possuem rácios entre 0,35 e 0,42, enquanto os de

injeção no solo ou rochas de fundação são mais fluidos, variando entre 1,0 e 2,0 (Rosquoët, Alexis,

Khelidj e Phelipot, 2003).

Miltiadou-Fezans e Tassios (2012) destacam a importância prática de definir um limite para a

relação água/ligante, que preveja o início de ocorrência de exsudação (Bleeding). Através de dados

provenientes de misturas cimentícias, com substituição parcial de cal por pozolanas de menor finura e

junção de superplastificante, fornecem-nos equações empíricas, que podem auxiliar no processo de

formulação.

A equação seguinte permite estimar o valor crítico de a/l (em inglês w/b), a partir do qual

poderá ocorrer exsudação:

(W

S) bl, crit. = 1,1 .

𝑆𝐴

8,0+ 0,04 [cm/g] (Miltiadou-Fezans e Tassios, 2013) (2.3)

Onde, 𝑆𝐴 é a finura média de Blaine (𝑐𝑚2/𝑔).

Segundo um princípio idêntico, também é possível prever a ocorrência de exsudação em grouts

que contenham uma determinada percentagem de SP:

19

(W

S) bl, crit. =

1

8,0− 0,5. 10−4. 𝑆𝑃%. 𝑆𝐴[cm/ g] (Miltiadou-Fezans e Tassios, 2013) (2.4)

Onde, 𝑆𝐴 é a finura média de Blaine (𝑐𝑚2/𝑔) e 𝑆𝑃% a percentagem de superplastificante.

É de assinalar, que os resultados obtidos com estas equações são satisfatórios para misturas cujo

limite crítico de exsudação, medido segundo o ensaio de estabilidade normalizado (NP EN 445, 2008),

é de 5% e a finura média de Blaine (𝑆𝐴) ≤ 9,000𝑐𝑚2/𝑔. Neste caso particular, a finura considera-se

média, porque as formulações utilizadas por estes autores são de base de cimentícia com substituição

parcial por cal, sílica de fumo ou terra de Santorini (com propriedades pozolânicas).

Em suma, os rácios de a/l apresentados no capítulo 3, referente à metodologia experimental,

baseiam-se nas formulações disponíveis na bibliografia sobre o tema. Seguem diretrizes específicas

para o tipo de ensaios a que serão submetidas, servindo este ponto apenas para demonstrar algumas

das formas de afinação da formulação de um grout, diferentes das já sobejamente conhecidas (por

exemplo: cone de Marsh, ensaio de espalhamento e o método estatístico de Taguchi).

Adjuvantes - superplastificantes

A utilização deste tipo de adjuvante tem a finalidade de reduzir a dosagem de água, sem que,

para isso, se percam a fluidez e a consistência que teriam com determinado rácio entre água e ligante

(Sonebi, 2012). Atuam com base em mecanismos de repulsão, prevenindo uma floculação precoce das

partículas sólidas, quando entram em contato com a água. Este efeito dispersivo depende do tipo de

superplastificante, dos quais se destacam dois dos mais utilizados correntemente: os policarboxilatos

(PCE) e os condensados de naftaleno formaldeído (SNF).

Os SNF pertencem a uma segunda geração de superplastificantes, cuja ação dispersiva resulta

de uma repulsão electroestática, obtida pela ionização das partículas de ligante, dotando-as com um

sinal de carga idêntico. Os PCE atuam predominantemente através de repulsão electroestática,

complementada com repulsão estérica. Esta protege as partículas de ligante, entrepondo uma cadeia de

polímeros (de densidade variável), que as mantém afastadas (Baltazar et al., 2013).

Nas figuras 2.3 e 2.4 pode observar-se o modo de atuação de cada uma dos superplastificantes

descritos anteriormente:

20

Figura 2.3 - Modo de atuação da repulsão eletrostática (adaptado de: (BASF, 2008)

Figura 2.4 - Modo de atuação da repulsão eletro estérica. Caraterístico dos PCE (adaptado de:

Napper, 1983)

2.3. Noções gerais de reologia

O termo reologia foi usado pela primeira vez por Bingham e Reiner em 1929, quando

fundaram a sociedade americana com esse mesmo nome. Este, por sua vez, designa a ciência que se

ocupa com estudo das propriedades físicas de líquidos e sólidos, descrevendo o seu comportamento,

durante o escoamento ou sob deformação (Piotrowski e Cierniewski, 1982).

O conhecimento das propriedades reológicas é fundamental para a caraterização dos grouts no

estado fresco. Assim como, a quantificação, em termos físicos, de algumas propriedades equivalentes

às destacadas anteriormente de forma genérica, como a trabalhabilidade, fluidez e injetabilidade. Ao

longo deste capítulo, são descritos os métodos de averiguação dos parâmetros reológicos, os princípios

seguidos na sua medição e os modelos que descrevem o escoamento dos grouts.

De forma a serem compreendidos os conceitos explorados adiante, devem introduzir-se dois

princípios base:

- Corpo elástico ideal (Hookeano) – experimenta deformação elástica se sujeito a aplicação de

forças externas anisotrópicas (sem uma direção definida). A energia de deformação é acumulada,

Partícula

de NHL 5

Partícula

de NHL 5

𝐻2𝑂

𝐻2𝑂 𝐻2𝑂

21

resultando na total reposição da forma inicial, assim que as forças exteriores cessarem a sua ação. O

seu modelo mecânico é representado por uma mola (Barnes, 2000).

- Corpo viscoso ideal (Newtoniano) – a deformação devido a forças anisotrópicas exteriores,

irá resultar numa deformação irreversível, onde a energia, ao invés de ser armazenada, é transformada.

Surge, aqui, o conceito de escoamento. O seu modelo mecânico é descrito por um amortecedor

(damper) (Barnes, 2000).

Em escoamento, pontos adjacentes do corpo estão a mover-se relativamente uns aos outros (os

elementos que o constituem estão em deformação). Geralmente contam-se dois tipos de escoamento:

Quadro 2.3 - Tipos de escoamento de acordo com o movimento descrito pelas partículas (adaptado de:

Barnes, 2000)

Tipo de escoamento Comportamento das partículas

Escoamento por corte (shear) – os elementos

do liquido escoam sobre, ou através uns do

outros.

Escoamento extensional – os elementos

adjacentes do fluido, escoam ao encontro, ou

se afastam uns dos outros.

2.3.1. Propriedades reológicas

Existem várias formas, mais ou menos complexas, de demonstrar as propriedades reológicas

dos fluídos. Um modelo conceptual, bastante percetível, é o de placas paralelas. Neste modelo, a

superfície de ambas as placas é conhecida, de área A (m2) e a distância entre elas h (m). Entre as duas,

encontra-se o fluido (1) que se pretende estudar, com uma espessura conhecida, também ela de valor h

(m). A placa inferior (P1) fica imobilizada e a superior (P2) é movida por uma força F (N = kg/s2) a

uma determinada velocidade V (m/s). A partir deste instante, finas camadas do fluido começam a

formar-se em altura, acompanhando o movimento da placa superior. Este escoamento laminar é de

uma importância fundamental nas investigações reológicas, pois um escoamento turbulento iria

aumentar a resistência ao escoamento, o que poderia resultar em falsas propriedades reológicas

(Piotrowski e Cierniewski, 1982).

22

Figura 2.5 - Modelo concetual de placas paralelas (adaptado de: (Piotrowski e Cierniewski,

1982))

Para se compreender, de forma clara, o que ocorre entre as placas, pode imaginar-se o

derramamento de óleo sobre uma superfície inclinada. A primeira camada adere à superfície, enquanto

as seguintes, deslizam sobre ela em camadas estratificadas. A facilidade com que o fazem depende da

resistência ao movimento na interface das várias camadas, onde ocorrem tensões de corte. Em função

do gradiente de velocidade, é possível quantificar essa tensão de corte (Henriques, 2011).

A velocidade de cada camada aumenta linearmente, respetivamente à camada vizinha inferior,

de tal forma, que as camadas a uma distância duas vezes superior, a qualquer ponto da lâmina

estacionária, se movem com o dobro da velocidade da camada imediatamente acima dessa e, assim,

sucessivamente. O gradiente de velocidades na direção perpendicular ao plano de escoamento, é a

chamada taxa de corte e a força por unidade de área, a criar ou a produzir escoamento, é a chamada

tensão de corte (Barnes, 2000).

Definições

Nesta seção serão definidas as propriedades físicas descritas anteriormente e, ainda, conceitos

complementares, mas usuais em reologia, que servirão de base às temáticas abordadas ao longo deste

capítulo.

(a) Tensão de corte

Uma dada Força F a atuar sobre uma superfície A, faz com que o fluido, entre as duas placas,

seja afetado de um movimento controlado pelas forças internas do material (Piotrowski e Cierniewski,

1982):

𝜏 = 𝐹𝑜𝑟ç𝑎 𝐹

Á𝑟𝑒𝑎 𝐴 [𝑃𝑎] (2.5)

(b) Taxa de corte

Ao ser aplicada uma força idêntica à do ponto anterior, com uma intensidade suficiente para

que se gere um escoamento de corte laminar entre as duas placas, a lâmina de fluido superior mover-

P1- Placa fixa

F

V 1

P2- Placa

móvel

23

se-á à velocidade máxima, Vmáx. E, como foi dito anteriormente, devido ao repouso da placa inferior,

também a primeira camada de fluido se mantém estática. O gradiente criado faz com que o diferencial

de velocidade entre camadas adjacentes, de igual espessura, seja constante (Piotrowski e Cierniewski,

1982). Assim, a taxa de corte pode ser apresentada da seguinte forma:

�� =

𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑉

𝐷𝑖𝑠𝑡â𝑛𝑐𝑖𝑎 ℎ[𝑠−1] (2.6)

(c) Viscosidade dinâmica

É uma propriedade reológica que permite medir a resistência dos corpos ao escoamento. Deve-

se ao atrito interno, entre partículas (Barnes, 2000).

𝜂 =

𝑇𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒 𝜏

𝑇𝑎𝑥𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒 �� [𝑃𝑎. 𝑠] (2.7)

Durante a sua ocorrência, todos os escoamentos experimentam alguma resistência devido à

viscosidade. Através das expressões anteriores, pode concluir-se que, para uma dada força, a

velocidade de escoamento é maior, onde a viscosidade for menor.

2.3.2. Escoamentos dependentes da solicitação

Fluídos Newtonianos

Através da análise das curvas de escoamento ou viscosidade, podemos retirar algumas

conclusões, acerca da lei de viscosidade pela qual o tipo de fluido em estudo se rege. Se houver

proporcionalidade entre a taxa de corte e a tensão de corte, isto é, a curva de escoamento descrever

uma linha reta, que passa na origem do eixo de coordenadas, então, esta relação guia-se pela lei de

viscosidade de Newton. Nos fluídos Newtonianos (ou idealmente viscosos, ex.: água, algumas

soluções betuminosas, óleos minerais), a viscosidade é independente da taxa de corte.

𝜂 = 𝜏

��= 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 (2.8)

Seguindo o raciocínio anterior, a viscosidade poderia ser apresentada graficamente em função

da taxa de corte, resultando numa linha reta, paralela ao eixo das abcissas.

Reofluidificantes

Alguns materiais, quando expostos a taxas de corte crescentes, exibem um decréscimo de

viscosidade. Esta propriedade surge como uma grande vantagem, se tivermos em conta o tipo de

misturas estudadas no âmbito da presente dissertação. Os grouts, durante o processo de injeção,

24

comparativamente aos fluidos Newtonianos, necessitariam de uma energia inferior de bombagem para

a mesma velocidade de escoamento, se evidenciassem tais caraterísticas. De facto, misturas como os

grouts, sendo compostas por partículas em suspensão, enquadrar-se-iam neste tipo de materiais, uma

situação que é discutível, como se verá mais adiante. O fenómeno poderá ser explicado pela forma

como as partículas se rearranjam durante a aplicação de uma força exterior, mudando a sua orientação

de acordo com a direção do escoamento, provocando um efeito de dissolução.

𝜏 / �� = 𝜂𝑎 ≠ 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 (2.9)

O fator de proporcionalidade entre a tensão e a taxa de corte, que anteriormente era constante,

tem agora a designação de viscosidade aparente, 𝜂𝑎. Representa a viscosidade a determinada taxa de

corte ��. A expressão matemática que descreve o comportamento dos materiais reofluidificantes é,

segundo Ostwald De Waele:

𝜏 = 𝐾 . ��𝑛 , (2.10)

Onde, n < 1 para o tipo de materiais que apresenta um comportamento fluidificante e n > 1,

quando apresentam um comportamento espessante ,ou dilatante, com o aumento da taxa de corte.

Na figura 2.6 podem ser observados os diferentes comportamentos ideais, dos fluidos descritos

anteriormente:

Figura 2.6 - Comportamento de fluidos ideais. Esq.: Curvas de fluxo de diferentes fluidos; Dir.:

Curvas de viscosidade de diferentes fluidos - adaptado de: (Matos, 2013)

Além dos dois fluidos não-Newtonianos apresentados na figura 2.6, observa-se ainda a

existência de um terceiro tipo, o fluido de Bingham. Este tipo de fluido exibe uma relação linear, entre

a tensão e a taxa de corte, semelhante à dos fluidos Newtonianos, depois de ultrapassado determinado

valor de tensão de corte. Por outro lado, quando se verifica uma relação não linear, está-se perante um

25

fluido não Binghamiano (ver fig. 2.6 esq.). Os materiais cimentícios podem inserir-se neste grupo, mas

em análises reológicas é muito usual assumir-se que se comportam como fluidos Binghamianos

(Hanehara e Yamada, 2008).

Escoamento viscoplástico - plasticidade e tensão de cedência

A viscoplasticidade carateriza, portanto, os fluídos que apresentem uma tensão de cedência,

𝜏0. A sua origem deve-se às forças intermoleculares entre partículas em suspensão, como por exemplo,

as forças de Van Der Walls e repulsões eletroestáticas, no caso dos grouts. Estas forças coloidais entre

os elementos de menor dimensão, também contribuem para a construção desta “rede” de interligação.

Se as forças externas exercidas sobre o material forem superiores a estas, a pasta comporta-se como

um fluido e escoa. Para valores inferiores aos de 𝜏0, comporta-se como um sólido. Assim, a

viscosidade do material só poderá ser medida, se a tensão de corte aplicada ao fluido ultrapassar a

tensão de cedência.

De acordo com estudos prévios, visando a reologia de grouts no estado fresco e de um ponto

de vista prático, a tensão de cedência está, muito provavelmente, associada à habilidade do grout em

preencher os vazios e estar apto a fluir quando determinada taxa de corte é aplicada (Brás e Henriques,

2012).

A influência da tensão de cedência, durante o processo de injeção, pode ser evidenciada

observando-se a curva de escoamento de materiais plásticos. À medida que a tensão de corte aumenta,

a curva percorre o eixo das ordenadas, até atingir a tensão de cedência. Através desta análise é

conhecida a forma como escoa o fluido sob deformação de corte, e pode obter-se um indicador da

capacidade de penetração das caldas, sob determinada gama de tensões. Como é fácil depreender, a

injetabilidade do grout é uma propriedade intimamente ligada com a quantidade de água utilizada na

amassadura. Segundo Toumbakari (2002), um rácio elevado entre água/ligante, confere um

comportamento praticamente newtoniano às misturas. Por outro lado, à medida que a concentração de

ligante aumenta, o comportamento da mistura torna-se fluidificante (ou reofluidificante), passando a

viscosidade a variar com a alteração da taxa de corte. Geralmente, tendo em conta os rácios a/l

utilizados na formulação de grouts de injeção, o seu comportamento varia entre um comportamento

reofluidificante e o de um fluido de Bingham. Recorre-se frequentemente aos modelos matemáticos

desenvolvidos por Bingham e por Herschel-Bukley, para descrever o seu comportamento em

deformação.

26

Figura 2.7 - Comportamento de um fluido viscoplástico (adaptado de: Malvern Instruments

(2012))

2.3.3. Escoamento dependente do tempo

Uma das propriedades exibida por alguns fluídos não Newtonianos, é a habilidade em restituir

a sua viscosidade inicial. Normalmente, as partículas das suspensões cimentícias, devido à sua

proximidade e interação, exercem umas sobre as outras forças de atração que provocam floculação.

Quando sujeitas a forças exteriores ou a deformações, ocorre desaglomeração e é reposta a sua

estrutura inicial, acompanhada de uma diminuição da viscosidade (no caso dos fluidos

reofluidificantes). Retirada a agitação, verifica-se nova floculação e o consequente aumento da

viscosidade. Este fenómeno ocorre com um desfasamento temporal variável, em relação ao fim da

aplicação da deformação imposta. Se esta recuperação for completamente reversível, o fluido é

considerado tixotrópico, ainda que, no caso dos grouts, a recuperação estrutural não seja total.

Figura 2.8 - Curva de fluxo de um fluido que possuí propriedades tixotrópicas (adaptado de:

(Matos, 2013))

Pela figura 2.8 pode concluir-se que, em oposição ao comportamento de um material plástico,

a alteração e a reposição dos valores de tensão de corte é feita percorrendo a mesma curva. Existe uma

27

incoerência no trajeto, que define uma área entre as duas linhas, chamada área de histerese. Esta,

estabelece o quão dependente do tempo é o comportamento do fluído, isto é, quanto maior for a área

de histerese, mais tempo necessita para repor o seu estado inicial (mais tixotrópico é) (Piotrowski e

Cierniewski, 1982). O comportamento inverso, aumento gradual da viscosidade quando sujeito a uma

tensão, seguido da recuperação após a retirada da tensão, é designado por tixotropia negativa ou anti

tixotropia (Matos, 2013).

2.3.4. Modelos matemáticos de interpretação do escoamento

Os modelos matemáticos apresentados neste ponto, alguns deles já referenciados

anteriormente, visam a representação do comportamento das suspensões durante o escoamento. As

equações procuram descrever o escoamento dos grouts, ajustando-se da melhor forma às curvas de

fluxo. Para tal, é necessário que transmitam de que modo a viscosidade está dependente da velocidade

de deformação ou da tensão.

Na comunidade científica não existe consenso sobre qual dos modelos existentes é o mais

adequado para caraterizar este tipo de caldas cimentícias. Seguidamente apresentam-se em pormenor,

os modelos de Bingham, Bingham modificado e de Herschel-Bukley que, pela sua simplicidade, são

utilizados com maior frequência nos trabalhos de investigação. Além destes, que se perfilam como

escolhas preferenciais na caraterização reológica feita mais adiante (durante a campanha

experimental), serão referidas outras opções.

Modelo matemático de Bingham

𝜏 = 𝜏0 + 𝜂𝑝. �� (2.11)

Onde, 𝜏0 é a tensão de cedência (𝑃𝑎), 𝜂𝑝 a viscosidade plástica (𝑃𝑎.s) e �� a taxa de corte

(𝑠−1). Este surge como uma derivação do modelo de Sisko, se considerarmos 𝑛 = 1. O modelo

original é descrito pela seguinte equação:

𝜂 = 𝜂∞ + 𝑘2. ��𝑛−1 (2.12)

Onde, 𝑘2 é a chamada “consistência”, de unidades 𝑃𝑎. 𝑠𝑛, sendo 𝑛 o índice da “lei de

potência”, que define se a mistura é mais ou menos reofluidificante, consoante o seu valor se aproxima

mais de 1 ou de 0, respetivamente. Pode ainda recorrer-se a um modelo de Bingham modificado

(Baltazar et al., 2013), que nos permite um ajuste a curvas de escoamento que, durante o escoamento

ou deformação induzida e após ser excedida a tensão de cedência, não apresentem um

desenvolvimento exatamente linear. A equação que o define é a seguinte:

28

𝜏 = 𝜏0 + 𝜂𝑝. �� + 𝑐. �� (2.13)

Modelo matemático de Herschel & Bulkley

Ao contrário do modelo de Bingham, este é capaz de descrever tanto o comportamento dos

líquidos reofluidificantes, tal como o dos reoespessantes (Matos, 2013):

𝜏 = 𝜏0 + 𝐾 . 𝛾 𝑛 (2.14)

Onde n é o índice da “lei de potência”, idêntico ao do modelo de Sisko, 𝜏 é a tensão de corte

(Pa), 𝜏0 a tensão de cedência (𝑃𝑎), 𝐾 é o índice de consistência e a taxa de corte (𝑠−1). Apresenta,

portanto, três parâmetros ajustáveis, ao contrário do modelo de Bingham.

Rahman e Nehdi (2004) compilaram os resultados da estimação dos parâmetros reológicos de

pastas de cimento, de acordo com a utilização dos diferentes modelos. Concluiram que, de modo geral,

o modelo de Bingham modificado subestima os valores da tensão de cedência, ao contrário do modelo

de Herschel-Buckley, que os sobrestima. Os modelos de Casson e Bingham ocupam uma posição

intermédia, no intervalo de valores estimados. No entanto, é de registar que apenas os modelos de

Bingham e Bingham modificado, mostraram uma sensibilidade significativa à redução do rácio a/l,

conduzindo a um aumento da tensão de cedência. Para todos os modelos, quer tenham sido utilizadas

geometrias lisas ou rugosas nos ensaios com reómetro rotacional, a viscosidade plástica vê o seu valor

crescer, quando o rácio a/l decresce.

Apesar de as pastas de cimento exibirem um comportamento semelhante ao dos grouts, estas

conclusões servem apenas de guia e de termo de comparação, para os resultados da campanha

experimental realizada no âmbito da presente dissertação.

2.3.5. Reometria rotacional

Para a determinação dos parâmetros reológicos, dispõe-se de uma grande variedade de

procedimentos e equipamentos. A escolha de quais utilizar, poderá recair sobre: o grau de precisão

requerido por cada tipo de trabalho, a disponibilidade de recursos e a finalidade da aplicação dos

resultados que daí se obtêm. Os procedimentos abrangem desde ensaios expeditos, realizados com

equipamentos simples, que fornecem – ainda que indiretamente – indicadores de fluidez e estimativas

da tensão de cedência, até aparelhos tecnologicamente evoluídos, como os reómetros rotacionais e

viscosímetros. Estes são capazes de transmitir informações mais complexas, como a viscosidade em

função da taxa de corte, da tensão normal e da tensão de corte. Determinam a viscosidade em função

da velocidade angular, do tempo e da temperatura e permitem caraterizar materiais viscosos e

viscoplásticos, em função da tensão de corte aplicada.

29

Durante a campanha experimental reológica, levada a cabo no desenvolvimento deste

trabalho, utilizou-se um reómetro rotacional Bohlin Gemini 𝐻𝑅𝑁𝐴𝑁𝑂 (Malvern Instruments), cujo

princípio de leitura assenta numa disposição com geometrias de pratos paralelos. Na figura (ver fig.

2.9) seguinte mostra-se, em pormenor, uma amostra de grout durante um ensaio neste mesmo

reómetro, acompanhada de um esquema que representa o sistema de medição. A geometria

considerada é de face plana e lisa:

Figura 2.9 - Representação do modelo de medição reológica com pratos paralelos. Esq.:

Pormenor de amostra de grout durante um ensaio; Dir.: Esquema do sistema de medição

utilizado pelo reómetro (Jameel e Hershenson, 2014)

No esquema anterior, 𝑅𝑝 representa o raio do prato superior e 𝐻, o gap que estabelece a que

distância entre os dois pratos. No caso dos grouts, o gap não deve ser inferior a dez vezes o tamanho

da maior partícula da suspensão, sob pena de ocorrerem bloqueios à livre rotação da placa superior,

conduzindo à determinação de falsas propriedades reológicas.

Surgem, então, duas programações possíveis de leitura no reómetro:

Testes de escoamento com taxa de corte controlada (CSR – controlled shear rate)

Nesta programação define-se a taxa de corte a ser aplicada à amostra, calculada pelo reómetro

com base na velocidade angular do prato (𝜔) e no gap (𝐻). É, então, medido o momento resistente

(𝑀𝑑) durante o escoamento/deformação. É importante referir, que em geometrias planas, a taxa de

corte não é constante em toda superfície. Tem um valor nulo no centro, apresentando o valor máximo

na borda do prato, onde 𝑟(𝑟𝑎𝑖𝑜) = 𝑅𝑝 (𝑚). A força necessária ao movimento rotacional pode ser

expressa da seguinte forma:

𝐹 = 𝑀𝑑𝑒𝑓𝑜𝑟𝑚𝑎çã𝑜. 𝑅𝑝𝑟𝑎𝑡𝑜 (2.15)

Onde 𝑀𝑑 é o torque (𝑚𝑁𝑚). Posteriormente, é calculado automaticamente o parâmetro

reológico 𝜏, em função da variação da taxa de corte ao longo do gap.

30

Testes de escoamento com Tensão de corte controlada (CSS – controlled shear

stress)

Com este sistema é definido, à priori, o torque a ser aplicado (𝑀𝑑). Este, em função da área da

geometria (𝐴 = 2. 𝜋. 𝑅𝑝), permite ao reómetro sujeitar a amostra a uma tensão de corte (𝜏) controlada.

Assim, através da velocidade linear (𝑣) atingida pelo prato, é possível retirar o parâmetro

reológico ��:

��(𝑅𝑝) =

𝑣

𝐻=

𝜔. 𝑅

𝐻 (2.16)

Onde, 𝜔 = 2𝜋.𝑛

60 (𝑟𝑎𝑑/𝑠) e 𝑛 as rotações por minuto (𝑚𝑖𝑛−1).

Ambos os sistemas permitem calcular a viscosidade aparente, com base na expressão (2.7),

anteriormente apresentada.

No capítulo seguinte, será feita uma descrição mais detalhada das configurações introduzidas

no software que acompanha o reómetro, que em última instância, definem a escolha do sistema de

leitura adotado.

2.3.6. Fenómenos que propiciam erros de medição

Para que os ensaios decorram sem percalços, devem ter-se cuidados no manuseamento do

reómetro e na programação das leituras, nomeadamente na definição dos limites de rotação e de

tensão, para que os resultados sejam os mais corretos. Nesta seção, mostram-se alguns fenómenos que

poderão adulterar os resultados das leituras, de forma a poderem ser ultrapassados aquando da

campanha experimental.

Fenómeno de Wall slip ou efeito de parede

Devido à planeza das superfícies de medição (“parede”) dos viscosímetros e reómetros, podem

surgir alguns problemas quando colocados fluídos estruturantes/estruturados, como é o caso das

suspensões, em contato com essas superfícies.

No caso de suspensões simples, compostas por partículas esféricas, a concentração espacial

das partículas, no interior da massa do conjunto e longe da superfície de leitura, é aleatória. Mas, junto

aos pratos ou às hastes de medição (no caso dos viscosímetros), a concentração de partículas é

praticamente nula. Este comportamento, faz com que a concentração de partículas, à medida que nos

31

afastamos da “parede”, aumente drasticamente, até se atingir uma concentração homogénea, que

carateriza a amostra. Uma conclusão de fácil visualização, tratando-se de suspensões, é a formação na

interface “parede”-amostra, de uma lâmina lubrificante, onde se deposita a água livre da mistura.

Quando o prato ou haste iniciam o movimento giratório, rodam sobre essa lâmina, o que impede numa

fase inicial do ensaio, que as tensões de corte sejam transmitidas eficazmente às camadas de grout

propriamente dito. O fenómeno descrito é chamado de depleção, mas mais conhecido como

escorregamento. O efeito de escorregamento está muito dependente do tamanho das partículas em

suspensão, o que para suspensões floculadas, significa tamanho dos flocos, que por sua vez está

dependente da taxa de corte. Aqui é importante lembrar a floculação das partículas, que será maior

com uma taxa de corte menor. Assim, no caso dos grouts, o escorregamento será um fenómeno

observado, em princípio, para taxas de corte baixas (Barnes, 2000).

Os autores Rahman e Nehdi alertaram, ainda, para a possibilidade de o gap influenciar a

estimativa da tensão de cedência, indicando que o escorregamento poderá ser maior à medida que o

gap aumenta (Hanehara e Yamada, 2008).

Algumas formas de eliminar ou, pelo menos, minimizar os efeitos de escorregamento, são:

- No caso de reómetros rotacionais de pratos paralelos: usar geometrias cerradas ou rugosas.

- Nos viscosímetros, as hastes devem ser, idealmente, de pás giratórias ao invés das

tradicionais hastes cilíndricas, mais esbeltas e propícias a criar efeito de “parede”.

Como se poderá verificar no capítulo que descreve a campanha experimental, teve-se a

oportunidade de trabalhar com um viscosímetro, nomeadamente, o BROOKFIELD DV-II+Pro. Os

ensaios foram realizados com uma vareta cilíndrica, devido à impossibilidade de recorrer a uma

dotada de pás. Não se faz referência a este aparelho no ponto 2.3.5 pois, o propósito com que foi

utilizado não foi o mesmo que levou à utilização do reómetro rotacional, como será explicado mais

adiante. De facto, durante os ensaios com este aparelho, foi possível observar o chamamento de água

para a superfície desta geometria. A figura seguinte pretende ilustrar a ocorrência do fenómeno, para

as diferentes misturas analisadas.

32

Figura 2.10 - Efeito de parede junto à geometria do viscosímetro – esq.: a/l= 0,45 e SP=1%;

centro: a/l= 0,5 e SP=1%; dir.: a/l= 0,55 e SP=1%

Evaporação

A evaporação é, geralmente, crítica em geometrias de cone e placa e em pratos paralelos, onde

a secagem nas extremidades das amostras, pode levar a erros de medição. Existem duas formas de

proceder, com vista a suprimir este efeito:

- Criar uma atmosfera saturada no ambiente em que a amostra é ensaiada;

- Utilizar uma ratoeira (trap), rodeando a amostra com um solvente.

Sedimentação/separação

Durante um ensaio de duração prolongada, podem surgir problemas devido à sedimentação,

potenciada pelo tempo de ensaio maior do que o esperado. Mesmo nas soluções que tenham sido

melhoradas, por exemplo diminuindo o rácio a/l para engrossar a mistura, ao iniciar-se o ensaio de

corte, a viscosidade é reduzida e, por conseguinte, a capacidade da amostra em manter as partículas

em suspensão pode ser afetada. A única forma de acautelar esta situação seria promover uma

circulação da suspensão durante o ensaio, bombando desde a base do viscosímetro até à superfície (no

caso de um reómetro rotacional, dotado de geometria de cilindro concêntrico). Num reómetro de

pratos paralelos não é possível seguir esta recomendação, visto que a forma de operar não o permite.

De modo a contornar possíveis erros de medição podem seguir-se as seguintes indicações:

- Taxas de corte adequadas. Nestes casos, em adição ao escorregamento, a escolha de taxas de

corte erradas pode originar erros na estimação da tensão de cedência (Saak et al., 2001).

- Agitação da mistura, de forma metódica, entre ensaios. Promovendo a recirculação das

partículas desde a base do recipiente até à superfície, de forma a reaver alguma da

homogeneidade inicial.

33

Partículas suspensas e gap adequado

A análise de suspensões pode conduzir a vários problemas, devido à possibilidade de

partículas de maior dimensão emperrarem em certas geometrias, nomeadamente as cónicas. Mas, se o

gap utilizado na medição for entre dez a vinte vezes maior que as partículas em questão, então a sua

distribuição espacial não irá sofrer interferências por parte da “parede” e a viscosidade da mistura é

medida corretamente.

Em jeito de conclusão do presente ponto, seria interessante mostrar alguns dos gaps utilizados

por vários investigadores durante os estudos sobre as propriedades reológicas de grouts. Mas, devido à

inexistência de um ensaio normalizado que defina, concretamente, qual o espaçamento a utilizar entre

os pratos do reómetro para cada tipo de formulação, esta é uma informação que normalmente não é

especificada ou, quando o é, não é possível estabelecer um padrão de escolha coerente de um autor

para outro.

Assim, como se poderá ver adiante, o valor de escolha do gap não deve ser demasiado baixo,

para não ocorra um espalhamento significativo da amostra, nem demasiado alto para não estar sujeito

aos efeitos do escorregamento. Desta forma, a caraterização do comportamento reológico, das várias

misturas, poderá ser o mais próximo possível da realidade.

35

3. Métodos e procedimentos experimentais

3.1. Introdução

Neste capítulo pretende-se explanar, de forma clara, a metodologia experimental seguida ao

longo de toda a campanha. Será feita uma descrição de todos os procedimentos experimentais, uma

caraterização detalhada de todos os materiais e equipamentos utilizados, assim como o cuidado e o

rigor tidos na sua utilização.

Os procedimentos experimentais estão divididos em dois grupos: ensaios de fluidez-

estabilidade e reométricos, que visam a caraterização das amostras no estado fresco. O primeiro inclui

o cone de Marsh, ensaio de espalhamento, ensaio de estabilidade e ensaio de retenção de água. O

segundo grupo conta com ensaios programados num software dedicado, pertencente ao reómetro do

Departamento de Ciências dos Materiais da FCT, com vista à caraterização dos principais parâmetros

reológicos (𝜏0, 𝜏 e ) e à quantificação da velocidade de escorregamento.

3.2. Materiais

3.2.1. Cal hidráulica natural (NHL 5)

Para a elaboração dos grouts analisados no âmbito da presente dissertação, utilizou-se como

ligante a cal hidráulica natural (NHL 5) produzida pela Secil Martingança, e que cumpre os requisitos

da Norma Europeia EN459-1 2011.

A água de amassadura, utilizada para o efeito, foi retirada da rede pública do concelho de

Almada. Dos adjuvantes disponíveis no mercado e elegíveis para a constituição de grouts de injeção,

optou-se apenas por um, o superplastificante. No quadro seguinte (ver quadro 3.1), são apresentadas as

caraterísticas exigidas pela norma – excetuando o valor da superfície específica de Blaine - de acordo

com as informações dadas pelo fornecedor.

36

Quadro 3.1 - Caraterísticas da cal hidráulica natural NHL 5, de acordo com o fornecedor

(Sequeira, Frade, e Gonçalves, 2007)

Requisitos Valores

Químicos Cal livre ≥ 3%

Sulfatos ≤ 3%

Resistências Mecânicas Compressão 7 dias ≥ 2 𝑀𝑃𝑎

Compressão 28 dias ≥ 5𝑀𝑃𝑎 𝑒 ≤ 15𝑀𝑃𝑎

Físicos

Finura (%) 900 ≤ 15 𝜇𝑚

200 ≤ 5 𝜇𝑚

Água livre ≤ 2%

Expansibilidade ≤ 2𝑚𝑚

Penetração ≤ 30𝑚𝑚

Teor em ar ≤ 4%

Tempo de Presa Início > 1h

Fim < 15h

Superfície específica de Blaine 9400𝑐𝑚2/𝑔

3.2.2. Superplastificante

O superplastificante utilizado como adjuvante da mistura pertence à família dos naftalenos,

comercialmente conhecido como ChrysoFuid AG. Num capítulo anterior, ponto 2.2.2, foi abordado o

tema dos superplastificantes e a sua influência no comportamento das misturas. No quadro 3.2 são

apresentadas as suas caraterísticas.

Quadro 3.2 - Caraterísticas do Superplastificante

Caraterísticas Valores

Aspeto (cor) Castanho-escuro

Densidade (20°𝐶) 1,20𝑔/𝑐𝑚3

Ponto de Congelação -5°𝐶

Conteúdo de iões Isento (≤ 0,1%)

pH 7

,,

37

Figura 3.1 - Superplastificante usado na elaboração dos grouts, Chrysofluid AG

3.3. Constituição dos grouts

Como já foi adiantado anteriormente, as caldas são compostas unicamente por ligante, água da

rede de abastecimento e superplastificante. A quantidade de ligante utilizada rege, obrigatoriamente,

as quantidades dos restantes componentes, pois a quantidade de água é dada em função do rácio a/l

prescrito para cada mistura, assim como a dosagem de superplastificante é obtida através de uma

percentagem pré-definida, também ela sobre o peso de ligante. No quadro seguinte, apresentam-se as

várias misturas, elaboradas de acordo com o rácio a/l – água/ligante – e a dosagem de

superplastificante.

Quadro 3.3 - Formulação dos grouts contemplando vários rácio a/l e as respetivas dosagens de

superplastificante

𝒂

𝒍

Superplastificante

(wt%)

Mix A - 0,45

1)0,5

2)1,0

3)1,5

Mix B - 0,5

1)0,5

2)1,0

3)1,5

Mix C - 0,55

1)0,5

2)1,0

3)1,5

38

Por norma, os grouts são formulados para possuírem um conjunto de requisitos, relacionados

com a fluidez, estabilidade e performance durante a injeção e ao longo do seu tempo de vida. No

entanto, dado o contexto deste trabalho, as proporções apresentadas no quadro 3.3, foram pensadas

para que as misturas exibissem diferentes níveis de estabilidade e retenção de água, de modo a

sobressaírem os dados e os comportamentos que daí possam resultar (Assaad, 2015).

Assim, o rácio a/l= 0,45 pretende representar misturas muito estáveis e pouco fluidas,

enquanto os rácios seguintes (0,5 e 0,55) representam misturas mais fluidas, garantindo bastante

hidratação do ligante e uma injetabilidade adequada.

A dosagem de superplastificante foi definida de acordo com a mínima dosagem (0,5% do peso

ligante), que produz um melhoramento de fluidez notório, de acordo com os resultados dos testes

levados a cabo por estudos anteriores. Por outro lado, a concentração mais alta (1,5% do peso de

ligante) corresponde à concentração de saturação, acima da qual, a quantidade de superplastificante

qua não foi absorvida, conduz à floculação das partículas de ligante, podendo provocar problemas de

estabilidade (Baltazar et al., 2013).

3.4. Procedimento de amassadura

As amassaduras foram todas realizadas no laboratório de materiais do Departamento de

Engenharia Civil (DEC-FCT), num período que se estendeu de Fevereiro de 2015 a Maio do mesmo

ano. Todos os ensaios descritos neste capítulo foram realizados nas mesmas instalações, à exceção os

ensaios reológicos, que se realizaram no Centro de Investigação de Materiais (CENIMAT) da FCT.

Primeiramente pesou-se a quantidade de cal hidráulica necessária à realização da mistura

pretendida, com o auxílio da “balança 1” (ver fig. 3.2a). Da mesma forma, recorrendo a provetas (ver

fig.3.2d), pesa-se a quantidade de água à qual se irá juntar o ligante. Nesta fase, pesam-se duas

quantidades de água distintas, uma referente a 70% do peso total a utilizar, contabilizando à parte a

restante. A quantidade de superplastificante é pesada na “balança 2” (ver fig. 3.2b), pois é a que

oferece maior precisão. Depois de humedecer previamente a pá e o balde da misturadora (ver Fig.

3.2c), colocam-se neste a quantidade de água respetiva a 70% de água, juntamente com a totalidade da

cal hidráulica. Esta calda inicial é misturada durante 2 minutos, período durante o qual, se dissolve à

parte o superplastificante nos 30% de água que sobram. Ao fim deste tempo, desliga-se a misturadora

e, com o auxílio da espátula flexível, dissolvem-se as partes do grout que formem grumos ou que

estejam depositadas no fundo, de forma, a que todas as partículas estejam igualmente distribuídas e a

mistura mais homogénea. Esta etapa tem uma duração variável, entre 1 a 2 minutos, conforme as

misturas são mais ou menos fluidas. Liga-se novamente a misturadora e adiciona-se a mistura de

água+superplastificante durante os 30 segundos seguintes. O processo decorre durante mais 2 minutos.

39

Por fim, o grout é transferido do balde para um recipiente de plástico (ver fig. 3.2e), sendo

previamente peneirado recorrendo ao nº 16 da serie ASTM (ver fig.3.2e) e sem aplicação prática,

garantindo assim, que a mistura que será ensaiada não possui quaisquer grumos, que possam interferir

nos resultados das medições descritas mais adiante.

Figura 3.2 - Equipamento e material para preparação e ensaio de grouts – a) Balança nº1; b)

Balança nº2; c) Misturadora; d) Provetas de plástico graduadas, esguicho e colher; e) Caixa

plástica e peneiro nº16 (ASTM)

O procedimento de amassadura descrito foi adotado para todas as misturas, quer fossem

destinadas ao ensaio de estabilidade, quer a medições reológicas. O objetivo é: garantir uma

preparação idêntica pelo mesmo operador em todas as misturas, de forma a eliminar qualquer tipo de

erro que pudesse resultar deste processo, pois, como é do conhecimento empírico, diferentes

velocidades de agitação têm influência na percentagem de ocorrência de exsudação na mistura.

3.5. Ensaio do cone de Marsh

Um método usual para a avaliação da fluidez de um grout, é o ensaio do cone de Marsh. As

referências normativas para a realização deste ensaio variam de país para país, mas o princípio a seguir

é idêntico: registar o tempo necessário para que determinada quantidade de grout escoe através de um

recipiente cónico (Roussel e Le Roy, 2005). Obtém-se desta forma um bom indicador da viscosidade

do fluido, pois quanto maior o tempo de escoamento no cone, maior será a sua viscosidade. Este

ensaio é muitas vezes utilizado com o intuito de afinar a formulação do grout, permitindo encontrar a

a) b) c)

d) e)

40

dosagem adequada de superplastificante (Baltazar e Henriques, 2012). Neste caso, optou-se por seguir

as referências da norma ASTM C939-02.

Procedimento experimental

Para a realização do ensaio foi utilizado um cone de dimensões diferentes das recomendadas

pela norma, como o que está representado na figura 3.3:

Figura 3.3 - Representação esquemática do ensaio do cone de Marsh

Antes de iniciar o processo, teve-se o cuidado de humedecer o cone e verificar o seu

posicionamento no suporte. Tapando a abertura inferior, verte-se uma quantidade de grout de 800𝑚𝑙

para o interior do cone. Destapa-se o orifício, ao mesmo tempo que se inicia a contagem de tempo

num cronómetro digital, cessando quando a totalidade do fluido estiver no recipiente graduado, que se

encontra à saída do conjunto.

3.6. Ensaio de espalhamento

É um ensaio desenvolvido, originalmente, para a avaliação da trabalhabilidade e consistência

do material, devido à sua simplicidade e relativa precisão (Gao e Fourie, 2015). Pode considerar-se

que uma argamassa possuí uma boa trabalhabilidade, quando: se apresenta branda ao manuseamento,

exibe alguma plasticidade, se espalha facilmente com uma colher de pedreiro e tem uma boa aderência

às superfícies verticais (Hanley e Pavía, 2008).

O ensaio consiste no enchimento, com o grout a ser analisado, de um recipiente cilíndrico, que

depois é levantado. Em causa está o registo do diâmetro de espalhamento final, que poderá ser usado

para estimar a tensão de cedência do material (Gao e Fourie, 2015).

41


O procedimento experimental realizou-se segundo as indicações da norma NP EN 445 (2008),

com recurso a um recipiente cilíndrico com 60𝑚𝑚 de altura e um diâmetro de 39𝑚𝑚, centrado sobre

uma placa de vidro e uma esquadria. O conjunto é disposto como indicado na representação

esquemática da figura 3.4:

Figura 3.4 - Representação esquemática do ensaio de espalhamento (adaptado de: (NP EN 445, 2008))

Depois de cheio, sem transbordar e de modo a que não fiquem bolhas de ar aprisionadas, o

molde é levantado cuidadosamente e a uma velocidade o mais constante possível. Para a medição dos

diâmetros de espalhamento, registam-se 4 valores, indicados segundo duas direções ortogonais da

esquadria. Ao contrário do requerido no documento normativo, onde são utilizados apenas dois

valores, neste caso o diâmetro de espalhamento é calculado da seguinte forma:

𝑒 =

𝑑1 + 𝑑2 + 𝑑3 + 𝑑4

4 (3.1)

Onde, 𝑒 é o espalhamento médio (𝑐𝑚) e 𝑑1, 𝑑2, 𝑑3 e 𝑑4 são os diâmetros registados nas

direções ortogonais da esquadria (𝑐𝑚).

3.7. Caraterização da estabilidade dos grouts

O procedimento apresentado nesta seção, surge como resposta à necessidade de avaliar

rigorosamente a estabilidade dos grouts em tempo real. A instabilidade é evidenciada pela

incapacidade do grout em manter a sua homogeneidade, devido ao assentamento das partículas em

suspensão, que conduz à ocorrência de exsudação e, em casos mais gravosos, a segregação. Quanto

mais instável, maior e mais rápida é a tendência de separação entre a fase sólida e a fase líquida. Este

42

fenómeno é mais percetível à superfície da mistura. O assentamento de partículas implica, portanto,

uma quebra contínua no peso específico nessa zona do grout.

Segundo a lei de Arquimedes, um objeto flutuante experimenta uma força ascendente,

exercida pelo líquido e denominada impulsão. Esta, por sua vez, vai sendo cada vez menor quanto

maior for a perda de peso específico do grout. Com base nestas observações, Van Rickstal (2000)

desenvolveu um método de monitorização com registo permanente dos valores da impulsão, que

possibilitam a caraterização das misturas quanto à sua estabilidade, abandonado assim, a dependência

da observação visual – e muito menos precisa – da evolução fenómeno, que era habitual em métodos

clássicos.


Depois do processo de amassadura, é transferida uma quantidade de 400𝑚𝑙 de grout (por

razões de limite de peso, impostas pela balança onde é realizado o ensaio) para um goblet com

capacidade para 500𝑚𝑙, colocado posteriormente na balança nº 2. Depois de tarar o conjunto, é

inserida uma esfera metálica com um volume de 4,85𝑐𝑚3 e massa de 34,29𝑔, suspensa de forma

perfeitamente estável, conferida pelo esquema de montagem representado na figura 3.5:

Figura 3.5 - Ensaio de estabilidade. Esq.: Equipamento e esquema de montagem do ensaio – a)

tijolos; b) trave de madeira; c) goblet e grout; d) balança nº2; Dir.: Esfera imersa em grout

durante um ensaio

Com a balança zerada, os números que surgem no visor dizem respeito à força de impulsão

sentida pela esfera. Os valores apresentados são registados de 5 em 5 minutos, ao longo do tempo de

ensaio (90 minutos no total), correspondendo o valor lido inicialmente a 100% do peso específico do

grout. Com o decorrer do ensaio, as partículas vão-se concentrando em maior número no fundo do

recipiente, o que no final, leva a que a impulsão sentida seja menor que a inicial e se registe uma maior

a)

a)

b)

d)

c)

43

perda, em percentagem, do peso específico da amostra. Esta perda é tanto maior, quanto mais instável

for a mistura.

Posteriormente, a análise de dados segue o seguinte princípio:

𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑙𝑖𝑑𝑎 𝑛𝑎 𝑏𝑎𝑙𝑎𝑛ç𝑎 (𝑔)

𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑑𝑎 𝑒𝑠𝑓𝑒𝑟𝑎 (𝑐𝑚3)= 𝜌 (𝑝𝑒𝑠𝑜 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑎 𝑎𝑚𝑜𝑠𝑡𝑟𝑎) (

𝑔

𝑐𝑚3) (3.2)

Assim, através do quociente entre os sucessivos valores de 𝜌 e o valor fixo de 𝜌𝑖 (Peso

específico inicial) em 𝑔/𝑐𝑚3, é possível traçar a evolução da estabilidade da mistura ao longo dos 90

minutos de monitorização, com o auxílio da expressão:

𝜌(𝑥)

𝜌𝑖× 100 = 𝑃𝑒𝑠𝑜 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑛𝑜 𝑚𝑖𝑛𝑢𝑡𝑜 𝑥 (%) (3.3)

Os resultados deste procedimento experimental são apresentados no capítulo da discussão de

resultados, no ponto 4.1.2.

Equipamentos

No ensaio de estabilidade foram utilizados os seguintes materiais e equipamentos:

- Tijolos, que formam a estrutura onde assenta a trave de madeira que sustenta a esfera

metálica (ver fig. 3.5a);

- Trave de madeira com um (ver fig. 3.5b);

- Esfera metálica soldada a um fio de arame (ver fig. 3.5d);

- “Balança 2” (ver fig. 3.2a);

- Goblet (ver fig. 3.5c).

3.8. Ensaio de retensão de água Vs. Viscosidade aparente

Em operações de injeção, é frequente sujeitar a alvenaria à instalação de vácuo, obrigando a

que os espaços, que antes estavam ocupados com ar, passem a ser preenchidos por grout. É de

salientar que, no interior das alvenarias, os mecanismos de extração de água caraterísticos dos meios

altamente porosos, que controlam as quantidades de transferência de água e propriedades de absorção

capilar, se tornam altamente proeminentes quando é aplicada uma pressão de vácuo (Assaad, 2015).

44

Joseph J. Assad, citando outros autores (Green, Carter, Hoff e Wilson , 1999), afirma mesmo,

que a retenção de água está diretamente relacionada com a pressão aplicada. Neste sentido,

descrevem-se seguidamente dois ensaios que visam a caraterização da capacidade da retensão de água

e a avaliação, em tempo real, da viscosidade aparente do grout com a perda de água.


Em primeiro lugar, foi realizado o ensaio proposto pela norma ASTM C941-02 (American

Society for Testing and Materials, 2002), para a medição da retenção de água. O princípio

experimental consiste em induzir exsudação nas amostras. O grout é colocado sobre um papel de filtro

absorvente num funil de Buckner, com capacidade de 500𝑚𝑙, que por sua vez, está ligado a uma

bomba de vácuo. A água é recolhida numa proveta graduada, registando-se simultaneamente o tempo

(em 𝑠) necessário à extração de uma quantidade de 30𝑚𝑙, 45𝑚𝑙 e 60𝑚𝑙. No topo do cilindro é

colocada uma rolha humedecida, prevenindo a evaporação durante o ensaio. A depressão à qual são

sujeitas as amostras, é controlada por um manómetro digital, regulado para um valor que rondou, em

média, 10% da pressão atmosférica.

Figura 3.6 - Esquema de montagem do ensaio de retenção de água. Esq.: figura esquemática

(adaptado de: ASTM C 941-02); Dir.: montagem efetuada durante a campanha experimental

De modo a avaliar o efeito da depressão ao nível das propriedades reológicas do grout,

mostra-se na figura 3.7 um set-up experimental desenvolvido por Assad e Daou (Assaad, 2015), que

consiste na introdução de um viscosímetro no conjunto, cuja haste é inserida no grout, permitindo

medir em tempo real a evolução da viscosidade aparente, enquanto a mistura perde água.

45

Figura 3.7 - Set up utilizado para o ensaio, em série, da capacidade de retenção de água e da

evolução da viscosidade aparente

O Viscosímetro foi colocado sobre o funil de Buckner, ficando integrado no sistema de vácuo

apresentado no ensaio anterior. A vareta foi devidamente posicionada no centro, a sensivelmente 1𝑐𝑚

do fundo do funil, acautelando a redução de volume do grout durante a saída de água. Este

posicionamento é marcado no braço elevatório do reómetro, de modo a permitir elevar a haste entre

ensaios, e também, colocar e retirar amostras sem danificar o equipamento.

Equipamentos

O equipamento necessário a realização do ensaio de retenção de água:

- Proveta graduada;

- Fúnil de Buckner com capacidade para 500𝑚𝑙;

- Papel de filtro;

- Sistema de ligação entre funil, bomba de vácuo e cilindro;

- Bomba de vácuo, com manómetro digital;

- Suporte metálico suficientemente resistente para suportar o conjunto;

46

O equipamento necessário à avaliação, em tempo real, do efeito da extração de água com

vácuo na viscosidade aparente, só difere do anterior no viscosímetro:

- Viscosímetro Brookfield LV DV-II+PRO (ver fig. 3.7), equipado com uma haste cilíndrica.

O equipamento está ligado a um software dedicado, Rheocalc, que regista dados de viscosidade,

torque e temperatura, durante o tempo de ensaio.

3.9. Caraterização reológica dos grouts

A campanha que visa a aferição dos parâmetros reológicos das misturas e a quantificação do

escorregamento, foi realizada no CINEMAT, usando para o efeito, o reómetro da gama Bohlin Gemini

HRnano, marca Malvern Instruments. O reómetro está ligado a um computador que possuí o software

reológico Bohlin Rotational, onde são registados os dados dos ensaios. Esta campanha experimental

dividiu-se em duas partes: a primeira envolvendo medições feitas com recurso a uma geometria de

face lisa e, a segunda, recorrendo à colagem de uma lixa para dotar a mesma geometria com uma face

bastante mais rugosa, de forma a ultrapassar os efeitos do fenómeno de escorregamento. As misturas

foram elaboradas no Departamento de Engenharia Civil (DEC - FCT), segundo o método de

amassadura descrito anteriormente, tendo início o ensaio no laboratório de reologia do DCM, com 5

minutos de desfasamento. Um ensaio completo, engloba apenas um dos rácios a/l e produz uma

medição reológica para cada um dos 4 gaps definidos (1, 1,5, 2 e 3𝑚𝑚), tendo uma duração de 40

minutos. A terminologia gap provém do Inglês e será utilizada frequentemente em diante, para

designar o afastamento entre pratos.


Um protocolo elaborado pela Malvern Instruments (2012), distribuidora responsável pela

produção de reómetros idênticos ao que é aqui utilizado, sugere um ensaio com a aplicação de uma

tensão de corte constante, variando os gaps, de forma a quantificar o escorregamento. O princípio é

simples: se ocorre escorregamento, então a velocidade de escorregamento, 𝑉𝑠, irá depender apenas da

tensão de corte aplicada (𝜎 ou ) e não no gap. Em contraste, a diferença de velocidades entre as

várias camadas fictícias da amostra, que permite calcular a taxa de corte, será simultaneamente

dependente do gap e da tensão de corte. Assim, variando o gap e mantendo a tensão de corte constante

é possível determinar a velocidade de escorregamento e a verdadeira taxa de corte (Malvern

Instruments, 2014).

A equação que permite estimar 𝑉𝑠, é apresentada da seguinte forma:

47

��𝑎𝑝𝑝 =

𝑉

ℎ=

2𝑉𝑠

ℎ+ �� (3.4)

Onde,

𝑉 – Velocidade da placa superior (geometria) (𝑚/𝑠)

��𝑎𝑝𝑝 – Taxa de corte medida (𝑠−1)

�� - Taxa de corte real (𝑠−1)

Ao representar graficamente a taxa de corte medida ��𝑎𝑝𝑝, em função do inverso do gap (1/

ℎ), resulta uma recta de declive 2𝑉𝑠, cuja ordenada na origem é a taxa de corte real ��.

Para este estudo, optou-se por sujeitar as amostras a um teste com duração de 5 minutos, cuja

programação previa a definição de um gap e um limite máximo, para a taxa de corte, de 100𝑠−1. A

taxa de corte inicial seria 0 e cresceria, “em escada”, até ao limite imposto, fazendo depois o caminho

inverso como mostra a figura 3.8.

Figura 3.8 - Programação do ensaio em perfil de escada. Representa o desenvolvimento da taxa

de corte ao longo do tempo de ensaio (adaptado de: (Piotrowski e Cierniewski, 1982)

Com o programa de ensaio anterior, o software retorna dados de tensões de corte e

viscosidades, que caraterizam a resposta dos grouts às taxas de corte aplicadas. Como foi dito

anteriormente, podem construir-se curvas de escoamento, com valores de tensão de corte no eixo das

ordenadas e taxas de corte nas abcissas, para os vários rácios a/l e os 4 gaps diferentes. Assim como

também se obtêm curvas de viscosidade, com as diferentes viscosidades aparentes (𝑃𝑎. 𝑠)

representadas no eixo das ordenadas, em função das taxas de corte. As curvas de escoamento e os

parâmetros reológicos, que delas se retiram, são apresentados em pormenor no capítulo da discussão

de resultados, no ponto 4.2.1.

Ao proceder-se desta forma, não se limitou a estimativa do valor da velocidade de

escorregamento a uma gama de tensões de corte apenas. Recorrendo às curvas de escoamento,

48

registam-se os valores das taxas de corte medidas, ��𝑎𝑝𝑝, para todos os rácios a/l em função de cada

valor do gap. Assim, foi possível ajustar a reta descrita pela equação (3.4) e quantificar a velocidade

de escorregamento para as tensões de corte de 10𝑃𝑎, 15𝑃𝑎 e 20𝑃𝑎. Os gráficos correspondentes a esta

análise, são apresentados na seção 4.2.2 (geometria lisa) e 4.2.3.1 (face da geometria com lixa).

De forma a eliminar quaisquer erros decorrentes do processo, além dos já referidos no

capítulo anterior (ponto 2.3.6), foram feitas duas repetições para cada mistura, em dias diferentes:

iniciando as leituras com o menor gap, e depois começando no maior. Antes da introdução de uma

nova amostra no reómetro, é essencial trazer à posição zero o prato superior. A geometria foi, também,

criteriosamente passada por água e bem seca, entre cada ensaio. Nos ensaios com lixa, esta foi

igualmente limpa com água e utilizada apenas 3 vezes em cada leitura, ou menos, se assim se

justificasse. A partir do software reológico foi definida a temperatura de 20°𝐶 para cada ensaio, de

forma a evitar quaisquer perdas de água por evaporação. Antes de qualquer ensaio, as misturas eram

agitadas ligeiramente, sempre com o mesmo número de voltas e da mesma forma – movimento de

mistura que promovia o refluxo de partículas do fundo até á superfície – para evitar que o

assentamento em repouso provocasse alterações significativas nas medições. A quantidade de grout

colocada no prato foi sempre a mesma: duas colheres para gaps menores e 3 colheres para o de 3𝑚𝑚,

para um contato eficaz na interface grout-geometria.

Equipamentos

- Reómetro: Bohlin Gemini HRnano, Malvern Instruments;

Figura 3.9 - Reómetro rotacional utilizado na caraterização reológica das amostras de grout

- Software dedicado para leitura de dados: Bohlin Rotational;

49

- Geometrias: prato superior plano, com um diâmetro de 25𝑚𝑚. A diferença entre rugosidades

foi conferida pela colagem de uma lixa, recorrendo a fita-cola;

Figura 3.10 - Geometria utilizada durante as medições reológicas e as duas superfícies

consideradas: lisa e com lixa

- Ratoeira: usada apenas por questões práticas de limpeza. Esta tampa metálica, dividida em

duas partes iguais, evita que o grout saia da placa quando são aplicadas taxas de corte mais elevadas;

- Colher plástica: para introdução da amostra no prato inferior (fixo), depois de efetuada a posição

zero do gap.

- Frascos de plástico rolhados: garantem o transporte das amostras, durante o percurso DEC-DCM,

evitando que se evapore alguma água entre medições ao estarem selados.

51

4. Apresentação e discussão de resultados

4.1. Caraterização da fluidez, exsudação e retenção de água dos grouts

Numa primeira fase da presente discussão, serão apresentados os resultados dos

procedimentos experimentais que, de acordo com a ordem cronológica, foram realizados em primeiro

lugar. A metodologia usada em cada um desses ensaios encontra-se descrita nos pontos 3.5 a 3.8, do

capítulo anterior. É de salientar, que com esta primeira análise, apenas se pretende evidenciar o padrão

de comportamento dos grouts, face a um incremento ou a um défice da quantidade água na sua

composição. Desta forma, é possível compreender a influência direta da água nos parâmetros

reológicos, medidos durante os testes posteriores. Não se retiram, portanto, quaisquer conclusões que

não tenham sido confirmadas previamente pela bibliografia disponível sobre o tema. Estes dados,

visam a construção de uma base sólida para, com maior segurança, se avançarem com as conclusões

primordiais do presente trabalho. Essas serão apresentadas no ponto 4.2 deste capítulo, que diz

respeito à segunda parte desta discussão de resultados e cuja metodologia experimental se encontra

descrita no ponto 3.9.

As propriedades reológicas dos grouts são afetadas por vários parâmetros, tais como: o tempo

de mistura, o tipo de misturadora, a sequência de adição dos constituintes, o tipo de ligante, o rácio

água/ligante (em inglês w/b), o tipo de dosagem de superplastificante e outras adições (Baltazar et al.,

2013). Analisando os estudos disponíveis sobre a composição de grouts (em inglês grout

composition/design), é relativamente fácil encontrar um consenso entre vários autores, sobre qual a

dosagem ótima de superplastificante a utilizar em cada formulação. Entenda-se por ótima, a

percentagem de adjuvante que permite uma redução da água de mistura, sem prejudicar a viscosidade,

sem introduzir uma floculação forçada nas partículas de ligante e a partir da qual não são percetíveis

ganhos evidentes de fluidez (Roussel e Le Roy, 2005). Encontra-se no capítulo 2, aquando da

apresentação dos grouts e adjuvantes, uma descrição mais pormenorizada sobre este tema. Tal como

no capítulo 3 (ver ponto 3.3), se justifica a dosagem ótima de superplastificante e os rácios a/l

selecionados, no ponto de vista deste estudo.

Nos resultados apresentados adiante, optou-se por fixar a dosagem de superplastificante das

misturas em 1%. Percentagem que é relativa à massa de ligante. Assim, a massa de cal hidráulica em

cada mistura é igualmente fixada, obrigando a que a quantidade de superplastificante esteja sempre na

mesma razão de proporção com as partículas suspensas. Ao se bloquearem estes dois constituintes e

mantendo as mesmas condições de mistura entre ensaios, isolamos a razão a/l como principal

regulador das caraterísticas do escoamento. Pois, sabendo que, quanto mais dispersas estiverem as

partículas, ou quanto maior for a quantidade de partículas de ligante, o resultado é um grout com

52

maior área específica. E, uma maior área específica, incrementa a necessidade de superplastificante

para que a viscosidade da mistura se mantenha (Baltazar, Henriques e Jorne, 2012) (Baltazar et al.,

2014).

Ora, não havendo possibilidade de modificar a viscosidade da mistura por esta via, a água

disponível nos interstícios da suspensão é o único recurso presente com essa capacidade. Apesar de o

aumento do rácio a/l ter um efeito, a nível reológico, semelhante ao do superplastificante,

principalmente na diminuição do valor da tensão de cedência e da viscosidade plástica, pode ser

prejudicial ao comportamento da mistura, aumentando a probabilidade de ocorrência de fenómenos de

instabilidade. De seguida, através das variações indicadas na metodologia experimental, referentes à

formulação do grout, carateriza-se a fluidez, exsudação e retenção de água, através dos dados obtidos

nos ensaios aí indicados, com o objetivo de as correlacionar com a ocorrência do fenómeno de

escorregamento (em inglês slippage ou Wall slip) e o seu efeito nos parâmetros reológicos.

4.1.1. Ensaios de Fluidez

Tempo de escoamento (cone de Marsh)

Este ensaio proporciona uma abordagem simples, quando se pretende estimar a fluidez de uma

calda que contém adjuvantes (SP) ou outro tipo de adições (por exemplo: sílica de fumo) (Agulló,

Toralles-Carbonari, Gettu e Aguado, 1999). No gráfico seguinte (ver fig. 4.1), optou por se conhecer a

influência do rácio de a/l sobre o tempo de escoamento do grout. Ao se proceder desta forma, espera

obter-se um indicador da sensibilidade da viscosidade, enquanto parâmetro reológico, ao aumento da

presença de água na mistura, sem se alterar a dosagem de adjuvante (SP) e de ligante.

Da análise do gráfico (ver fig. 4.1) pode concluir-se, que o aumento da presença de água para

misturas mais fluidas (a/l= 0,50 e 0,55), não altera significativamente o tempo de escoamento,

havendo um diferencial de apenas 2,3𝑠 entre as duas formulações. Efetivamente, como se poderá

verificar mais adiante, esta pequena diferença de caudal traduz-se, também, numa pequena disparidade

nos valores da viscosidade plástica medida no reómetro, entre estas duas misturas. Para a mistura mais

pastosa e a intermédia (a/l= 0,5), a diferença entre os tempos de escoamento é de 5s e de 7s para a

mais fluida (a/l= 0,55). Esta situação pode ser interpretada como uma maior sensibilidade da

viscosidade a alterações da quantidade de água, para rácios a/l mais pequenos.

Espalhamento

É um ensaio realizado com o intuito de caraterizar o grout do ponto de vista da sua

trabalhabilidade e consistência, que são, normalmente, caraterísticas descritas de forma generalista

53

pelos artesãos que os aplicam. A trabalhabilidade depende largamente do conteúdo de água e tem uma

grande influência na resistência a forças de compressão e de tração, que determinam a qualidade e

durabilidade do grout no estado sólido (Hanley e Pavía, 2008).

Estabelecendo um paralelismo com o ensaio anterior, representa-se no mesmo gráfico (ver fig.

4.1) a variação dos diâmetros de espalhamento em função dos vários rácios a/l, caraterizando assim, a

trabalhabilidade de cada mistura. Como mencionado acima, a água é um fator determinante no

diâmetro de espalhamento da calda, uma vez que determina a facilidade com que esta flui

inicialmente. Christensen (1991) concluiu, que o diâmetro de espalhamento final era controlado pela

tensão de cedência de Bigham, enquanto a viscosidade plástica tinha influência no tempo de

escoamento através do cone (Gao e Fourie, 2015).

Pelos resultados apresentados de seguida, poderia ser-se levado a pensar que, as tensões de

cedência de cada mistura não estão muito longe umas das outras, uma vez que, entre os rácios que vão

desde 0,45 a 0,55, os diâmetros finais sofrem apenas ligeiras alterações. Aumentam em 1,5𝑐𝑚 da

primeira formulação (a/l= 0,45) para a intermédia (a/l= 0,5) e 2,7𝑐𝑚 entre esta última e a mais fluida

(a/l= 0,55). Como se verá mais adiante, esta situação não corresponde à realidade, o que permite

concluir-se, que a tensão de cedência é um parâmetro reológico bastante sensível à presença de água

nos interstícios da calda, tornando-se isto mais evidente à medida que o rácio a/l decresce.

Figura 4.1 - Registo dos tempos de escoamento e diâmetros de espalhamento, em função do

rácio a/l

4.1.2. Ensaio de estabilidade

Segundo Miltiadou-Fezans e Tassios, os fatores que controlam a estabilidade das suspensões,

são a superfície específica e o rácio água-sólidos. Estes determinam o espaçamento entre partículas e a

película de água que se forma à superfície (Miltiadou-Fezans e Tassios, 2012). Esta ascensão de

líquido é um indicador da ocorrência de exsudação. Os mesmos autores, citando Papadakis (1959),

14,5

9,5

7,2

32,5

34,0

36,7

30,0

31,0

32,0

33,0

34,0

35,0

36,0

37,0

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

14,0

16,0

0,45 0,5 0,55

dia

met

ro e

spal

ham

ento

(cm

)

Tem

po

de

esco

amen

to (

s)

relação água/ligante

Tempo escoamento

diametro espalhamento

54

referem ainda que, a exsudação aumenta, quase de forma linear, à medida que se incrementa a água na

mistura. Nesta seção, mostram-se os resultados obtidos com a realização do ensaio idealizado por V.

Rickstal (2000), com vista à caraterização da estabilidade da mistura. Para o efeito, recorre-se a

representações gráficas da evolução da percentagem de massa volúmica ao longo do tempo, na zona

superficial dos grouts em análise.

A observação das curvas descritas pelas misturas mais fluidas (ver Fig. 4.2) - a/l= 0,5 e 0,55 -

permite distinguir um comportamento semelhante entre as duas, durante os 60 minutos de leitura, uma

vez que os seus valores decrescem continuamente. Apesar de não ser percetível nos gráficos, à medida

que o tempo de ensaio aumenta os valores decrescem a um ritmo mais lento, sendo isto mais evidente

perto dos 60 minutos que marcam o final da leitura. Este comportamento poderá ser explicado por um

equilíbrio das forças de suspensão, nas quais, o efeito dispersivo do superplastificante pode ter alguma

influência, devido à aproximação das partículas em assentamento (Baltazar et al., 2014).

Desta forma, fica definida uma pelicula de água superficial, delimitada pela zona onde o

equilíbrio das forças de suspensão é reposto. Como era expetável, na mistura com um rácio a/l= 0,55,

ocorre um decréscimo mais acentuado na percentagem de massa volúmica inicial da mistura (33%),

podendo ser considerada a mais instável das duas. Contudo, apresenta uma variação baixa, se

comparada com o rácio a/l= 0,5 (quebra de 26%).

A velocidade com que ocorre a quebra de massa volúmica, à superfície das amostras, poderia

ser retificada substituindo parte da massa de ligante, por uma adição com partículas mais finas que as

de cal, como por exemplo: a sílica de fumo, pois a presença de superplastificante, apenas, não

consegue fazer face ao aumento da quantidade de água nos espaços. As misturas fluidas são muito

mais sensíveis a este dispersar de partículas, mesmo que pequenas quantidades de água tenham sido

adicionadas. Esta combinação de agregados, ainda que em pequenas percentagens, iria dotar as

misturas mais fluidas com uma maior área específica e, por conseguinte, maior estabilidade.

55

Figura 4.2 - Registo da perda de massa volúmica inicial (%) do grout, em função do tempo

(ensaio de estabilidade)

Contudo, a linha correspondente ao grout de rácio a/l menor (a/l= 0,45), sugere que este é

mais instável que os anteriores, mostrando uma quebra de 28% da sua massa volúmica inicial (ver Fig.

4.2 e 4.3). Como se verá, aqui e mais adiante, nas seções 4.1.3 e 4.1.4, esta situação não é válida.

Rosquët et al., estudaram a instabilidade de grouts à base de cimento, em função do seu

conteúdo de água. E, de forma semelhante ao ensaio aqui realizado, os estudos acompanharam a

evolução da massa volúmica ao longo do tempo e em toda a profundidade do recipiente onde se

encontrava a amostra, com recurso a um γ-densiometer bench. Demonstraram, para uma gama de

rácios a/c desde 0,4 a 0,45, que a mistura se mantém homogénea e a massa volúmica não varia de

forma significativa com o tempo (Miltiadou-Fezans e Tassios, 2013).

Figura 4.3 - Quebra de massa volúmica inicial (%) do grout, em função dos diferentes rácios a/l e para

os tempos parciais de: 10, 20, 30 e 60𝑚𝑖𝑛.

50%

55%

60%

65%

70%

75%

80%

85%

90%

95%

100%

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65

% d

a m

assa

vo

lúm

ica

inic

ial

Tempo (min)

a/l=0.45

a/l=0.5

a/l=0.55

89% 90% 87%

83% 87% 81% 77%

83% 77%

61%

74% 67%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

0,45 0,5 0,55

% d

a m

assa

vo

lúm

ica

inic

ial


10 min

20 min

30 min

60 min

56

De facto, não é expetável que esta mistura apresente um assentamento de partículas mais

acelerado que as anteriores, pois a sua consistência pastosa não o permite. Esta observação pode

ajudar a explicar o seu comportamento. Ao se inserir a esfera no início do ensaio, o grout é “obrigado”

a afastar-se, criando um vazio, que devido à sua viscosidade elevada, não é instantaneamente

preenchido por grout. Ao invés, esse espaço vai sendo ocupado por água livre. A água livre de mistura

pode ser definida como o líquido intersticial, retido fisicamente entre o material e que não participa

quimicamente no processo de hidratação (Assaad, 2015).

Assim, como a concentração de partículas junto à esfera é muito baixa, traduz-se numa quebra

repentina e contínua da massa volúmica, a partir do momento em que se insere a esfera no grout. Esta

situação pôde ser registada ao se retirar a esfera do recipiente, distinguindo-se perfeitamente a sua

vizinhança rodeada por água e o vazio deixado, devido à consistência da amostra (ver fig. 4.4).

Figura 4.4 - Sequência da retirada da esfera metálica do grout mais pastoso (a/l= 0,45), que

permite identificar a sua vizinhança rodeada por água e o vazio deixado no seu lugar

4.1.3. Ensaio de retenção de água

Os grouts devem possuir uma adequada retenção de água, para minimizar o efeito da extração

de água livre da mistura, que irá afetar drasticamente as suas propriedades no estado fresco e

endurecido (Assaad, 2015). Outra forma de caraterizar a estabilidade da mistura é através do ensaio de

retenção de água, que simula as condições do meio poroso no qual o grout é injetado e que condiciona

fortemente a sua capacidade de reter a água de mistura. De modo a reproduzir o efeito de sucção

exercido pelo interior de uma alvenaria muito seca, ou composta por materiais porosos com elevada

capacidade de sucção capilar, submeteu-se o grout a um ensaio que traduzisse essa mesma capacidade

de sucção (Cardoso, John, Pileggi e Banfill, 2014).

Para a mesma quantidade de água recolhida na proveta graduada, compreende-se claramente,

que a relação a/l tem uma influência direta no tempo extração. Quanto menor for esse rácio, mais

demorada é a saída de água. Apesar desta tendência, a mistura intermédia (a/l= 0,50) apresenta um

tempo aceitável de retenção, comparativamente à de maior estabilidade (a/l= 0,45). Por outro lado,

57

para uma relação a/l de 0,55, a retenção de água fica muito abaixo dos valores registados nas misturas

anteriores, como se pode observar na figura 4.5, podendo mesmo ficar aquém dos requisitos de

estabilidade exigidos.

Figura 4.5 - Registos do tempos de retenção de água dos grouts submetidos a uma depressão,

em função do rácio a/l e para três volumes parciais (30, 45 e 60𝑚𝑙)

Sabendo o volume do funil de Buckner, utilizado durante a realização do ensaio, a capacidade

de retenção de cada mistura pode ser comparada de forma quantitativa. Convertendo a quantidade de

água extraída numa percentagem de exsudação, para um determinado intervalo de tempo:

𝑒𝑠𝑥𝑢𝑑𝑎çã𝑜 (%) =

Á𝑔𝑢𝑎 𝑒𝑥𝑡𝑟𝑎í𝑑𝑎 𝑑𝑢𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑜 𝑑𝑒 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑥 (𝑚𝑙)𝑎

𝑙⁄ × 500𝑚𝑙× 100 (4.1)

Onde, o volume de 500𝑚𝑙 corresponde à quantidade de 𝑔𝑟𝑜𝑢𝑡 suportada pelo funil de

Buckner e 𝑥 os intervalos de tempo de 5 (300𝑠), 10 (600𝑠) e 15𝑚𝑖𝑛 (900𝑠).

- 𝑎/𝑙 = 0,45: perde 4,82% de água nos primeiros 5𝑚𝑖𝑛 do ensaio, acumulando perdas de

9,65% aos 10𝑚𝑖𝑛 e 12,34% quando o cronómetro marca 15𝑚𝑖𝑛. As percentagens aqui apresentadas

perfazem um total de, aproximadamente, 28𝑚𝑙.

- 𝑎/𝑙 = 0,5: 7,81% de água são perdidos em 5𝑚𝑖𝑛, demorando 10𝑚𝑖𝑛 para que sejam

drenados 12,18%. Aos 15min registam-se 16,54% de água extraída. O total extraído foi de

aproximadamente 41𝑚𝑙.

- 𝑎/𝑙 = 0,55: em 5min perde os 10,70% de água iniciais, com mais 5min passados perde

16,83%, drenando 20,90% ao fim de 15𝑚𝑖𝑛. No total contam-se quase 58𝑚𝑙 de água drenada.

Em todas as formulações é notória uma maior perda de água durante os primeiros minutos do

ensaio. Pode significar que este é um período crítico nas condições de injeção, quer seja devido à

829 461 306

1754

1000

577

2878

1684

968

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0,45 0,5 0,55Tem

po

de

rete

nçã

o d

e ág

ua

(seg

.)


30 ml

45 ml

60 ml

58

pressão de vácuo aplicada, quer devido à capacidade de absorção dos materiais do interior da

alvenaria.

4.1.4. Viscosidade aparente Vs. Retenção de água

A quantificação em tempo real da variação da viscosidade, em função da quantidade de água

extraída da amostra, tem especial interesse na avaliação da fluidez dos grouts sujeitos a operações de

injeção. Assad e Daou (Assaad, 2015) sugeriram a monitorização da viscosidade aparente, através da

disposição em série de dois ensaios diferentes. O set-up idealizado e os princípios base do ensaio estão

descritos na secção 3, do capítulo 3.8.

Na figura 4.6 estão representadas, simultaneamente e em função do tempo, as curvas de

evolução da viscosidade aparente, ηa, assim como a quantidade de água extraída. É fácil compreender

que, tal como era esperado, o aumento observado nos valores de ηa, pode ser diretamente atribuído à

quantidade de água extraída da amostra, durante o tempo em que é lhe aplicada a sucção. A saída

forçada de água, obriga a uma aproximação das partículas sólidas, que começam a colidir com mais

intensidade. A crescente fricção interna, conduz a um aumento do valor da tensão que é necessário

continuar a aplicar ao grout, para que o escoamento continue a verificar-se (Assaad, 2015).

A mistura considerada mais instável nos procedimentos experimentais anteriores (a/l= 0,55)

continua a confirmar essa tendência. Tendo ao longo deste ensaio, experimentado uma mudança de

viscosidade de 0,25 – 5,7 [𝑃𝑎. 𝑠]. No entanto, é de assinalar, que esta mudança brusca nos valores de

ηa, se verifica quando já tinha sido induzida uma drenagem de 0,40𝑚𝑙, ou seja, próximo do limite de

60𝑚𝑙 definido para o ensaio. Não obstante, esta mistura continua a perder a quantidade de água

estabelecida muito rapidamente (16𝑚𝑖𝑛), em comparação às restantes. A mesma observação pode ser

feita para a mistura com um rácio a/l= 0,5, pois o ponto em que o valor da viscosidade “dispara”,

também ocorre quando se extraem, sensivelmente, 40𝑚𝑙 de líquido. A diferença para este caso, é um

intervalo de valores de ηa que varia entre 0,7 – 3,6 [𝑃𝑎. 𝑠] e um maior tempo de retenção (28𝑚𝑖𝑛). A

linha pertencente à mistura com o rácio a/l mais baixo, demonstrou uma retenção de água bastante

alta, com uma variação de viscosidade aparente pouco considerável: 1-1,5[𝑃𝑎. 𝑠], com o tempo de

extração a atingir os 48𝑚𝑖𝑛.

59

Figura 4.6 – Avaliação, para os diferentes rácios a/l, da variação da viscosidade aparente, em função da

perda de água

Estas conclusões adicionais são relevantes, na medida em que, nos permitem prever a

capacidade de penetração do grout no meio poroso das alvenarias sabendo, exatamente, qual a

quantidade crítica de água que este pode perder, em detrimento da sua fluidez, durante o tempo de

injeção.

4.2. Análise do fenómeno de escorregamento nas medições reológicas dos grouts

4.2.1. Comportamento reológico do grout

No início desta secção, mostram-se as curvas de escoamento de grouts com uma percentagem

de água em relação à massa de ligante, de 50% e 45% respetivamente (SP= 1% e gap entre as placas

do reómetro de 2𝑚𝑚 e uma temperatura do prato constante de 20 𝐶). O seu comportamento reológico

evidencia uma forte propensão reofluidificante, indo de encontro ao documentado na bibliografia

consultada. O ajuste entre os valores medidos e a equação que carateriza teoricamente os parâmetros

reológicos (𝜏0, 𝑒 𝜏), é feito através da equação de Bingham modificada. Por simples observação,

depreende-se que um ajuste pelo modelo de Bingham não descreveria com rigor o troço inicial das

curvas. Seriam, pois, negligenciados valores de tensões de corte (𝜏) mais baixas, para uma gama de

taxas de corte (��) de 0-10 (𝑠−1), aproximadamente. Segundo Viet-Hung Nguyen, ao proceder dessa

forma perante um grout reofluidificante, estar-se-ia a sobrestimar a tensão de cedência (𝜏0) (Nguyen,

Remond e Gallias, 2011).

Através da curva de ajuste aos pontos do gráfico da figura 4.7, obtém-se a equação seguinte:

0

10

20

30

40

50

60

70

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 5 10 15 20

Vo

lum

e d

e ág

ua

extr

aíd

o (

ml)

Vis

cosi

dad

e ap

aren

te (

Pa.

sec)

Tempo (minutos)

viscosidadeaparente a/l=0.45viscosidadeaparente a/l=0.5viscosidadeaparente a/l=0.55Água extraídaa/l=0.45Água extraídaa/l=0.5Água extraídaa/l=0.55

Limite crítico de extração de água (40ml)

60

𝑦 = −0,0017𝑥2 + 0,333 𝑥 + 2,671 (4.2)

A partir desta equação, é possível conhecer os vários parâmetros reológicos, nomeadamente a

tensão de cedência e viscosidade plástica, de 2,671𝑃𝑎 e 0,333𝑃𝑎. 𝑠 respetivamente. Estes resultados

podem ser avançados com uma precisão de 96%, para este caso.

Figura 4.7 - Curva de escoamento para um grout de rácio a/l= 0,5, com uma reta de ajuste aos

valores do gráfico, segundo o modelo de Bingham modificado

Da mesma forma, retiram-se informações semelhantes da figura 4.8: 𝜏0= 9,466𝑃𝑎 e 𝜂𝑝=

1,20𝑃𝑎. 𝑠. Aqui, a regressão descreve o comportamento reológico com uma precisão de 97%.

Com base nos valores indicados, é possível quantificar reologicamente a influência da

quantidade de água nas misturas. Da formulação de rácio a/l= 0,45 para a de 0,5, propriedades como a

tensão de cedência e a viscosidade plástica, vêm o seu valor reduzido em quatro vezes,

aproximadamente. Deve-se principalmente, ao aumento de água livre nos interstícios que promove

uma maior lubrificação e trabalhabilidade.

Figura 4.8 - Curva de escoamento para um grout de rácio a/l= 0,45, com uma reta de ajuste aos

valores do gráfico, segundo o modelo de Bingham modificado

0

5

10

15

20

25

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)

Taxa de Corte (s^-1)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


61

Nas curvas de fluxo anteriores, é clara a existência de dois troços distintos, caraterizados por

diferentes declives. O primeiro troço é caraterizado por taxas de corte mais baixas, com um limite

próximo de 10𝑠−1. Deste ponto em diante, ocorre uma mudança na resposta do fluido às taxas de corte

mais altas, marcando o início do segundo troço. Por questões de demonstração, mostram-se na figura

4.9, valores pertencentes à curva de fluxo anterior (ver fig. 4.8), à qual, neste caso, se retirou o troço

inicial. Foi-lhe posteriormente ajustada uma equação de Bingham. Como seria de prever, retira-se que

a tensão de cedência é superior, em cerca de duas vezes e meia (24,13𝑃𝑎), mas a viscosidade plástica

vê o valor reduzido para 0,533𝑃𝑎. 𝑠:

𝑦 = 0,5328 x + 24,129 (4.3)

A redução no valor da viscosidade plástica pode ser explicada pelo comportamento

reofluidificante do grout. A eliminação das taxas de corte mais baixas, não tem em conta o estado de

maior coesão entre partículas. Assim, ao se iniciar a leitura para este caso, a mistura já experimentou

uma agitação significativa, uma maior dispersão e, consequentemente, uma diminuição da viscosidade

plástica.

Sublinha-se no entanto, que ao se desprezarem os valores de taxas de corte mais baixas, a

tensão de cedência vê o seu valor ainda mais inflacionado. É, portanto, reforçada a hipótese de uma

aparente sobrestimação deste parâmetro quando se utiliza o modelo de Bingham para a descrição do

escoamento. Na realidade, o que está a ocorrer é uma consequência do escorregamento, pois

comparando os valores apresentados na secção 4.2.3.2., pode concluir-se, através da comparação dos

valores da tensão de cedência obtidos com e sem lixa na face do prato rotacional, que ocorre uma

subestimação.

Figura 4.9 - Curva de escoamento para um grout de rácio a/l= 0,45, com uma reta de ajuste aos valores do

gráfico, segundo o modelo de Bingham e sem o troço inicial de maior variação dos valores de tensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


62

Nos gráficos seguintes (ver fig. 4.10 a 4.12) é possível mostrar, que os parâmetros reológicos

enumerados anteriormente, variam não só com a alteração da relação a/l, mas também com os

diferentes gaps aplicados durantes os ensaios. Para este fim, é apresentada uma série de gráficos, nos

quais é indicado o valor da tensão de cedência e da viscosidade plástica, em função do rácio a/l. O

efeito da variação do tamanho do gap é destacado, compilando para cada rácio a/l, a evolução dos

valores da 𝜏0 e da 𝜂𝑝,com os vários afastamentos (1, 1,5, 2 e 3𝑚𝑚). Autores como Nehdi,

testemunharam um comportamento semelhante, por parte das pastas de cimento (Nehdi e Rahman,

2004). De forma a compreender melhor estes fenómenos e os descritos na seção anterior, a ordem de

apresentação desta informação seguirá a mesma lógica. Apresentam-se em primeiro lugar os

resultados segundo a equação de Bingham modificada, abrangendo toda a gama de taxas de corte.

Depois, a equação de Bingham para todas as taxas de corte e, finalmente, esta mesma equação,

ignorando as taxas de corte mais baixas.

Na figura 4.10, é francamente notória a influência do gap na determinação da tensão de

cedência. Quando é aplicado um gap de 1𝑚𝑚 entre as placas, para as três dosagens de água diferentes,

a tensão de cedência é praticamente inexistente. À medida que o gap é aumentado, observa-se um

crescimento significativo deste parâmetro. Este efeito tem maior destaque para o grout menos fluido

(a/l= 0,45): tendo um crescimento de 1 para 6𝑃𝑎, com um aumento do gap de apenas 0,5𝑚𝑚,

crescendo mais 5𝑃𝑎, aproximadamente, nas seguintes leituras. O efeito do gap tem menor impacto

para as misturas mais fluidas (a/l= 0,5 e 0,55), onde os valores se apresentam mais constantes. A

viscosidade plástica, como seria de esperar, é claramente superior nas misturas menos fluidas,

mostrando relativa estabilidade aquando da alternância de gaps. A viscosidade plástica dos restantes

grouts é muito semelhante, em valor e em comportamento, decrescendo à medida que o afastamento

entre pratos aumenta.

Figura 4.10 - Viscosidade plástica e tensão de cedência, descritos pela equação de Bingham

modificada, para diferentes dosagens de água e gaps entre placas de medição

6,49

2,70 2,57

9,53

3,84

11,73

2,28

0

5

10

15

20

25

30

0,45 0,5 0,55

Ten

são

de

Ced

ênci

a (P

a)

Relação água/ligante

Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

0,43 0,39

1,22

1,16

1,07

0,32

0,25

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

0,45 0,5 0,55

Vis

cosi

dad

e P

lást

ica

(Pa,

s)


Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

63

Comparando os gráficos seguintes (ver fig. 4.11 e 4.12), é evidente a consequência de se optar

por utilizar um ou outro modelo, na obtenção da tensão de cedência em misturas menos fluidas (a/l=

0,45). No que respeita a este parâmetro reológico pode concluir-se que, ao ocorrer escorregamento, a

tensão de cedência estimada estará longe do seu valor real. Para as misturas mais fluidas (a/l= 0,5 e

0,55) as diferenças entre os modelos de ajustamento matemático também são assinaláveis, com

variações de valores que chegam a rondar os 50%.

Figura 4.11 – Tensão de cedência e viscosidade plástica descritas pela equação de Bingham

(todos os valores de tensão), para diferentes dosagens de água e para os vários gaps

Figura 4.12 - Tensão de cedência e viscosidade plástica descritas pela equação de Bingham

(sem valores de tensão iniciais), para diferentes dosagens de água e para os vários gaps

4.2.2. Quantificação do escorregamento em função do gap, tensão de corte e rácio a/l

Segundo o princípio introduzido anteriormente na seção 3.9, através da apresentação dos

valores medidos da taxa de corte em função do valor do inverso do gap, é possível estimar a

velocidade do escorregamento. Para isso, fez-se uma regressão linear desses dados, cujo declive

representa duas vezes a velocidade de escorregamento (2. 𝑉𝑠 – slip velocity [𝑚𝑚/𝑠]) e a ordenada na

origem corresponde à taxa de corte real.

11,84

4,56 3,98

14,49

2,90

16,65

4,63 3,16

0

5

10

15

20

25

30

0,45 0,5 0,55

Ten

são

de

Ced

ênci

a (P

a)


Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm 0,68

0,24 0,20

0,64

0,21 0,16

0,55

0,19 0,16

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

0,45 0,5 0,55

Vis

cosi

dad

e P

lást

ica

(Pa,

s)


Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

22,2

8,2 6,8

23,7

7,5

5,0

25,9

7,1 4,9

0

5

10

15

20

25

30

0,45 0,5 0,55

Ten

são

de

Ced

ênci

a (P

a)


Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

0,52

0,19 0,16

0,5

0,2 0,1

0,4

0,1 0,1

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

0,45 0,5 0,55

Vis

cosi

dad

e P

lást

ica

(Pa,

s)


Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

64

Na figura 4.13, são então representados os valores medidos da taxa de corte para um grout de

rácio a/l= 0,45, sobre o inverso dos diferentes gaps usados para as medições. É possível observar pela

equação das retas que, neste caso, a velocidade de escorregamento é quantificada como: 2.2𝑚𝑚/𝑠, 3.8

𝑚𝑚/𝑠 e 5,2 𝑚𝑚/𝑠. Estes valores correspondem a taxas de corte reais de 0,7𝑠−1, 1,4𝑠−1 e 1,7𝑠−1 para

as tensões de corte aplicadas de 10𝑃𝑎, 15𝑃𝑎 e 20𝑃𝑎, respetivamente. Graficamente é de notar, que

para cada uma destas tensões de corte, está associada uma gama de taxas de corte medida ao longo do

ensaio, que varia entre 2-5s-1, 4-9s-1 e 5-12s-1. Uma vez que, os valores reais são substancialmente

menores que os medidos, pode-se afirmar que ocorre um grau significativo de escorregamento.

Figura 4.13 - Quantificação do escorregamento (geometria de face lisa) para a mistura de rácio

a/l= 0,45, para diferentes gamas de tensão aplicadas (10, 15 e 20𝑃𝑎)

Nas figuras seguintes, podem observar-se os valores da taxa de corte Vs. o inverso do gap em

falta, nomeadamente as de rácio a/l= 0,50 (ver fig. 4.14) e 0,55 (ver fig. 4.15). Na figura 6.14, é

notório que para a tensão de corte mais baixa, de 10𝑃𝑎, a reta de ajustamento apresenta um declive

nulo, o que significa uma ausência de escorregamento. Para as gamas de tensão seguintes, de 15 a

20𝑃𝑎, a velocidade de escorregamento acompanha o aumento da tensão de corte. No entanto, é de

salientar que para a tensão de 15𝑃𝑎 o escorregamento só se faz sentir na medição feita com o gap

maior (3𝑚𝑚). Ao passo que, para 20𝑃𝑎, ocorre a partir de um gap de 2𝑚𝑚.

y = 10,413x + 1,7052 R² = 0,9936

y = 7,6801x + 1,4217 R² = 0,9807

y = 4,4364x + 0,7113 R² = 0,9657

0

2

4

6

8

10

12

14

0,0 0,5 1,0 1,5

Taxa

de

cort

e M

edid

a (s

^-1

)

1/gap (mm)

a/l =0,45

Shear stress20 Pa

Shear stress15 Pa

Shear stress10 Pa

Tensão de corte 20Pa Tensão de Corte 15Pa Tensão de Corte 10Pa

65



Para a última formulação, a/l= 0,55, seguindo a tendência anterior, pode concluir-se que a

velocidade de escorregamento aumenta com tensões de corte mais altas. Observa-se ainda, que os

declives das retas de ajuste, à medida que a quantidade de água aumenta, vão ficando cada vez mais

negativos. Outro dado que se revela determinante em grouts mais fluidos é o tamanho do gap, pois

para estados de tensão de corte elevados, o gradiente de velocidades aumenta com esse afastamento.

Situação que pode ser atribuída ao aumento do escorregamento, à medida que se aumenta o gap.



As mudanças de declive ocorridas com o aumento do rácio a/l, podem ajudar a perceber a

influência do escorregamento na determinação dos parâmetros reológicos. Para o grout que contém a

menor quantidade de água (a/l= 0,45), sendo o declive positivo, significa que o escorregamento, para

as diferentes tensões de corte, poderá levar a medições de taxas de corte superiores às efectivamente

impostas à amostra. Pela caraterização feita anteriormente deste grout sabe-se, que das misturas

ensaiadas, é o que apresenta maior viscosidade e retenção de água, ou seja, pouco espalhamento e

y = -46,076x + 100,97

y = -23,889x + 59,728

y = 0,0009x + 19,909

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,5 1,0 1,5

Taxa

de

Co

rte

Med

ida

(s^-

1)

1/gap (mm)

a/l =0.50

Shear stress20Pa

Shear stress15Pa

Shear stress10Pa

y = -41,81x + 114,48 R² = 0,8266

y = -40,205x + 95,91 R² = 0,9424

y = -31,571x + 48,352 R² = 0,7669

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,5 1,0 1,5

Taxa

de

Co

rte

Med

ida

(s^-

1)

1/gap (mm)

a/l =0,55

Shear stress20 PaShear stress15 PaShear stress10 Pa



66

menor propensão para exsudação. Com efeito, a ligação na interface geometria-grout apresenta pouca

aderência, devido à homogeneização e uma distribuição de partículas muito regular e pouco espaçada,

em contato com uma superfície muito polida. Implica, por isso, pouca trabalhabilidade e inércia de

transmissão do movimento giratório em profundidade, entre as camadas fictícias de fluido. Situação

que é traduzida pelas taxas de corte medidas (Measured shear rate [𝑠−1]) e representadas na figura

4.13, que abrangem uma gama de valores muito baixa – 2 a 12𝑠−1 - em comparação com as

formulações mais fluidas – 10 a 100𝑠−1 - ao serem aplicadas diferentes tensões de corte.

Assim, a tensão de corte que o reómetro regista no início do escoamento, poderá ser mais

baixa do que a necessária na realidade. Não sendo, por isso, avaliada rigorosamente a tensão de

cedência. Esta conclusão poderá fazer mais sentido observando que, à medida que o gap diminui, as

partículas sofrem uma extensão radial provocada pela descida da geometria, depositando-se na

periferia da amostra. O défice de homogeneização induzido, pode mesmo provocar uma separação

parcial da interface grout-geometria, ao ocorrer o movimento giratório durante a leitura, devido à sua

falta de fluidez. A figura 4.16, apresenta uma amostra de rácio a/l= 0,45, depois de ensaiada para um

gap de 1𝑚𝑚 e de 3𝑚𝑚, de forma a ilustrar a explicação anterior.

Figura 4.16 - Diferenças entre mostras com rácio a/l= 0,45, depois de ensaiadas com um gap de

1𝑚𝑚 (esq.) e 3𝑚𝑚(dir.)

Para os rácios a/l= 0,5 e 0,55, as partículas destes grouts têm tendência a assentar mais

rapidamente, mediante as razões já conhecidas e descritas no ponto 4.1. Para gaps de maior dimensão,

este afastamento de partículas da superfície, deixa uma película de água na interface geometria-grout.

Desta forma, a superfície da geometria de leitura exerce a tensão de corte numa camada que não

representa eficazmente o comportamento reológico da amostra. Assim, à medida que o gap diminui,

passa-se de uma situação onde o escorregamento tem maior influência, para uma, onde pela

proximidade das placas, a superfície da geometria tem maior contato com as partículas de grout,

dissimulando o efeito da exsudação. A exceção poderá ser quando o gap é de 1𝑚𝑚. Devido à reduzida

viscosidade do grout, as partículas possuem mobilidade suficiente para se espalharem facilmente pelo

67

prato do reómetro, podendo sofrer um afastamento radial provocado pelo movimento rotacional da

geometria. Assim, há a possibilidade de não regressarem ao centro da amostra, ocorrendo maior

escorregamento devido a uma maior presença de água. Estudos anteriores, baseados em medições

reológicas, mostraram resultados semelhantes para pastas de cimento. Barnes (1995) relata o

fenómeno como uma camada rica em água que facilita o escoamento e que não representa o material

como um todo. (Saak et al., 2001)

Esta situação é ilustrada na figura 4.17, onde são representadas amostras de rácio a/l= 0,55,

ensaiadas para gaps de 1𝑚𝑚 e 2𝑚𝑚, respetivamente.

Figura 4.17 - Diferenças entre mostras com rácio a/l= 0,55, depois de ensaiadas com um gap de

1𝑚𝑚 (esq.) e 3𝑚𝑚(dir.)

4.2.3. Alteração da rugosidade das geometrias

A alteração da rugosidade da geometria, com recurso à colagem de uma lixa na face lisa,

conduziu à obtenção de resultados bastante interessantes, do ponto de vista reológico. Devido à

impossibilidade de efetuar os ensaios com uma superfície serrada, como é recomentado pelo protocolo

da marca que produz o reómetro – Malvern Instruments – optou-se por uma solução mais económica e

igualmente válida, de forma a eliminar os efeitos do escorregamento quantificado anteriormente.

68

Figura 4.18 - Alteração da rugosidade da geometria, com recurso à colagem de uma lixa (dir.)

na face lisa (esq.)

4.2.3.1. Quantificação do escorregamento – geometria com lixa

Numa primeira comparação, pode observar-se que as tensões de corte aplicadas pelo reómetro

para o caso em que a/l= 0,45, são muito superiores às definidas anteriormente. Aquando dos ensaios

efetuados com a geometria lisa, devido ao escorregamento ocorrido na interface geometria-grout, era

possível o prato rodar facilmente – mesmo que fosse numa camada de grout mais fluida, originada por

esse mesmo movimento giratório, e que conduzia a uma concentração de partículas na periferia da

amostra – mas, devido à introdução de maior atrito na interface, conduz à situação contrária. Como a

aderência entre a lixa e as partículas do grout é melhorada, a transmissão das tensões de corte em

profundidade obriga a um estado de tensão maior entre as camadas fictícias de fluido, devido à rigidez

desta formulação. A gama de tensões passa, então, de 10-15𝑃𝑎 para 80-130𝑃𝑎. Para a primeira gama

de tensões o valor do escorregamento é nulo, o que está dentro do expetável para uma mistura que é

bastante estável e com baixa propensão para ocorrência de exsudação. Para as gamas seguintes, 100Pa

e 130Pa, a velocidade de escorregamento “dispara” devido à divergência entre as taxas de corte

medidas e a taxa de corte real, tendência que também é acompanhada pela diminuição do gap.

Assim, quando o gap é maior, devido à elevada tensão de corte, o prato gira numa camada

superficial de grout menos consistente, criando uma depressão onde pode girar com maior facilidade,

ocorrendo escorregamento – registam-se, portanto, taxas de corte mais elevadas. À medida que as

placas estão mais próximas, existe uma maior colisão entra as partículas, devido à presença da lixa,

que obriga a que essas permaneçam no centro da amostra, o que se traduz na leitura de taxas de corte

muito menores às dos gaps anteriores. Sakk et al. (Saak et al., 2001) alertam para o facto de a lâmina

de escorregamento ser menor quando a concentração de partículas é maior, mas o efeito do

escorregamento tornar-se muito mais proeminente. Estas observações podem, também, explicar a

alteração do declive das retas, que representam o ajuste feito aos valores do gráfico seguinte.

69

Figura 4.19 - Quantificação do escorregamento (geometria de face rugosa) para a mistura de rácio a/l= 0,45, para

diferentes gamas de tensão aplicadas (80, 100 e 130𝑃𝑎)

A formulação intermédia, cujo rácio a/l= 0,50, apresenta melhoramentos muito significativos

no que diz respeito aos valores da velocidade de escorregamento. Para as gamas de tensão de corte

iniciais, 10𝑃𝑎 e 15𝑃𝑎, o escorregamento é inexistente. À semelhança do que ocorreu na primeira fase

deste procedimento, o escorregamento só foi evidente ao ser aplicada uma tensão de corte de 20𝑃𝑎 e

com o gap de 2𝑚𝑚 e 3𝑚𝑚. Ainda assim, foi possível diminuir o impacto da velocidade de

escorregamento em cerca de 50% na gama de tensões de corte de 20𝑃𝑎. Esta observação realça a

dependência da estabilidade da mistura em função da quantidade de água, que para rácios a/l e valores

de gap maiores, faz com que os grouts experimentem um incremento da velocidade de

escorregamento à medida que a tensão de corte aumenta. Estas evidências permitem concluir que,

além de o escorregamento exercer uma influência sobre os parâmetros reológicos, mais pronunciada

para valores de tensão próximos das da tensão de cedência (Barnes, 1995; Saak, 2000), para misturas

mais instáveis, o escorregamento também pode levar a uma subestimação dos valores da tensão de

cedência e da viscosidade plástica, para valores de tensão e taxas de corte mais elevados.

y = -98,981x + 121,59 R² = 0,9025

y = -73,808x + 82,838 R² = 0,9264

y = 0,003x + 24,886 R² = 0,75

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,5 1,0 1,5

Taxa

de

Co

rte

Med

ida

(s^-

1)

1/gap (mm)

a/l =0,45

Shear stress130 Pa

Shear stress100 Pa

Shear stress80 Pa


70





As figuras seguintes, representam as curvas de escoamento obtidas para os vários rácios a/l e

para os diferentes gaps, com recurso à geometria com lixa (temperatura do prato constante de 20 𝐶).

Pela sua observação, denota-se uma uniformização do comportamento das curvas, não evidenciando

uma alteração significativa da resposta do grout à medida que aumenta a taxa de corte, ou seja, não se

observa o troço inicial de declive mais acentuado, caraterístico das curvas de escoamento resultantes

da medição com o prato liso. Esta diferença pode ser atribuída diretamente à introdução da rugosidade

na geometria, que impede que o seu movimento rotacional, para taxas de corte mais baixas, seja

afetado da mesma forma pelo escorregamento na interface geometria-grout. A reta de ajuste

representada nas figuras 4.22 a 4.24, tem um desenvolvimento polinomial que obedece ao modelo de

Bingham modificado. Este modelo descreve o desenvolvimento com uma precisão de 99% para a

mistura menos fluida (a/l= 0,45), à exceção da curva correspondente ao gap de 3𝑚𝑚, atingindo os

98%.

y = -23,04x + 60,44

y = -0,0012x + 19,91

y = -9E-05x + 1,991

0

10

20

30

40

50

60

0,0 0,5 1,0 1,5

Taxa

de

Co

rte

Med

ida

(s^

-1)

1/gap (mm)

a/l =0.50

Shear stress20Pa

Shear stress15Pa

Shear stress10Pa

y = -32,428x + 112,35 R² = 0,9379

y = -29,019x + 85,33 R² = 0,7506

y = -17,494x + 40,177 R² = 0,7168

0

20

40

60

80

100

120

0,0 0,5 1,0 1,5

Taxa

de

Co

rte

Med

ida

(s^-

1)

1/gap (mm)

a/l =0,55

Shear stress20 Pa

Shear stress15 Pa

Shear stress10 Pa



71

Figura 4.22 - Curvas de escoamento para um grout de rácio a/l= 0,45, representadas para os

diferentes gaps de medição (geometria de face rugosa; temperatura do prato constante de 20C)

Para uma formulação intermédia (a/l= 0,5) o ajuste é quase perfeito em todos os gaps,

chegando mesmo a atingir 99,9% quando o gap é de 1,5𝑚𝑚. Este melhoramento poderá ser explicado

pela estabilidade mostrada por esta formulação ao longo de toda a campanha experimental.



0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


a/l =0,45 Gap=1mmGap=1,5mmGap=2mmGap=3mmPolinomial (Gap=1mm)

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


a/l =0,50

Gap=1mm

Gap=1,5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

Polinomial (Gap=1mm)

72



Para todas as misturas, o efeito direto da colocação de rugosidade nos parâmetros reológicos, é

notado no valor estimado da tensão de cedência. Inicialmente, todas as formulações exibiam um valor

quase nulo para este parâmetro, quando o afastamento entre placas era de 1𝑚𝑚. E, é na mistura menos

fluida, que este efeito se faz sentir – anteriormente, a geometria rodava sobre uma camada superficial

mais coesa, devido à impossibilidade de transmitir o movimento a toda a amostra – com a introdução

de uma superfície rugosa, o atrito na interface proporciona maior adesividade entre a geometria e o

grout.

Assim, ao invés de afastar as partículas, criando uma depressão na amostra – que obrigaria a

geometria a rodar sobre uma camada muito superficial e pouco representativa – a lixa leva todas as

partículas a girarem uniformemente.

Figura 4.25 - Viscosidade aparente e tensão de cedência obtidos pela equação de Bingham modificada, para

diferentes dosagens de água e para os vários gaps (geometria rugosa)

0

5

10

15

20

25

30

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


a/l =0,55

Gap=1mm

Gap=1,5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

Polinomial (Gap=1mm)

69,58

9,82 5,64

47,96

8,22

3,97

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0,45 0,5 0,55

Ten

são

de

Ced

ênci

a (P

a)


Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

2,23

0,29 0,25

1,30

0,25 0,18

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

0,45 0,5 0,55

Vis

cosi

dad

e P

lást

ica

(Pa,

s)


Gap=1mm

Gap=1.5mm

Gap=2mm

Gap=3mm

73

4.2.3.2. Contribuição da rugosidade do prato nos parâmetros reológicos

Nos gráficos seguintes, pode observar-se o efeito do escorregamento para os diferentes rácios

a/l, concretamente para um gap intermédio igual a 2𝑚𝑚 (mantendo-se sempre a dosagem de SP = 1%,

relativamente à massa de ligante e a temperatura do prato constante de 20C). Impunha-se, nesta

demonstração, que o valor do gap não fosse nem demasiado baixo, para não ocorrer um espalhamento

significativo da amostra, nem demasiado alto para não estar sujeito aos efeitos do escorregamento.

Desta forma, pretende-se mostrar um comportamento reológico, das várias misturas, que seja o mais

próximo possível da realidade.

Nas figuras 4.26 a 4.28 representam-se, lado-a-lado, as curvas de fluxo traçadas recorrendo a

geometria com lixa e outra com geometria de face lisa. Como já tinha sido avançado anteriormente,

com o aumento da dosagem de água, a curva de fluxo referente ao ensaio com superfície rugosa,

começa a apresentar um comportamento mais próximo de um fluido de Bingham e é bem marcada a

presença de uma tensão de cedência, a partir da qual, o fluido inicia o escoamento.

Contudo, um ajuste segundo o modelo matemático de Bingham modificado continua a ser o

que melhor descreve o escoamento à medida que se aumenta o rácio a/l.

Figura 4.26 - Comparação de curvas de fluxo de um grout com rácio a/l= 0,45, obtidas através

de geometria de face lisa e rugosa(gap= 2mm; temperatura do prato constante de 20C)

y = -0,0056x2 + 1,3047x + 47,963 R² = 0,9865

0

20

40

60

80

100

120

140

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


a/l =0,45 Sem lixa

Com lixa

74


de geometria de face lisa e rugosa (gap= 2mm; temperatura do prato constante de 20C)


de geometria de face lisa e rugosa (gap= 2mm; temperatura do prato constante de 20C)

Nas figuras seguintes (ver fig. 4.29, 4.30 e 4.31), confrontam-se os resultados dos parâmetros

reológicos, obtidos segundo o ajustamento com o modelo de Bingham modificado e com o modelo de

Bingham, para as diferentes dosagens de água (mantendo o gap = 2mm e uma temperatura do prato

constante de 20C).

Como se pode observar no primeiro gráfico (ver fig. 4.29), para o valor da tensão de cedência,

no caso da geometria lisa, é claro o erro de medição provocado pelo escorregamento, quando se

compara o valor deste mesmo parâmetro com o valor homólogo, estimado com uma geometria rugosa,

calculado a partir de um modelo de ajuste que por norma o subestima. O erro concreto para a tensão de

cedência estimada entre a geometria lisa e a rugosa, é de 79% para a mistura mais pastosa, supondo

que a lixa reduz significativamente o efeito do escorregamento. Mannheimer afirmou mesmo, que o

escorregamento provocava erros de estimação na tensão de cedência de cerca de 85%, enquanto

y = -0,0007x2 + 0,2908x + 11,693 R² = 0,9997

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


a/l =0,50 Sem lixa

Com lixa

y = -0,0006x2 + 0,1948x + 4,9334 R² = 0,9961

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 20 40 60 80 100 120

Ten

são

de

Co

rte

(Pa)


a/l =0,55

Sem lixa

Com lixa

75

Banfill e Kitching (2006) observaram erros na ordem dos 90%. Para as restantes formulações – a/l=

0,5 e 0,55 – o erro decresce significativamente para 4,2% e 4,4%, respetivamente.

No caso da viscosidade plástica, para a mistura menos fluida, a diferença já não é tão

acentuada. Confirma-se, assim, a hipótese de que não é tão gravoso, como no caso da tensão de

cedência, optar por um ou outro modelo de ajustamento (Bingham ou Bingham modificado) quando se

pretende estimar a viscosidade plástica.

Figura 4.29 - Comparação de parâmetros reológicos para os diferentes rácios a/l, obtidos a

partir de geometria de face lisa (ajuste com modelo de Bingham) e rugosa (ajuste com modelo

de Bingham modificado)

A figura 4.30 pretende mostrar um ligeiro melhoramento no erro de estimação da tensão de

cedência, quando se opta por ajustar o modelo de Bingham à curva de fluxo, sem considerar o troço

inicial, onde existe uma maior variação da tensão de corte. É uma situação contrária à descrita por

Rhaman, quando comparava as medições reológicas de pastas de cimento (100% cimento Portland

tipo-I – segundo a norma ASTM – sem adições e adjuvantes), com rácios a/l de 0,5 e 0,4. Este,

afirmava que: “as diferenças na estimação da tensão de cedência, entre o modelo de Bingham e de

Bingham modificado, geralmente decrescem com a redução do rácio a/l.” (Nehdi e Rahman, 2004)

No caso apresentado neste estudo, faz mais sentido afirmar o contrário, ou seja, que as

diferenças entre os parâmetros reológicos, calculados por um e outro modelo, se esbatem quando se

aumenta o rácio a/l. Não obstante, volta-se a vincar, que as circunstâncias dos ensaios são diferentes, e

que, por mais semelhantes que sejam as caraterísticas entre as pastas cimentícias e os grouts de cal

hidráulica, os dados do primeiro tipo só podem servir como referência aos do segundo. Ainda assim, o

erro continua a ser da ordem dos 48%, donde se pode concluir, que a hipótese de que o

escorregamento só ocorre para tensões de corte mais baixas, até ser atingida a tensão de cedência, é

enganadora.

Como se pode observar no gráfico (ver fig. 4.30), mesmo com um modelo que normalmente

sobrestima o valor da tensão de cedência, no caso da geometria lisa, é claro o erro de medição

9,53

3,84 1,79

45,60

9,14

4,04

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0,45 0,5 0,55

Ten

são

de

Ced

ênci

a (P

a)


Modelo Bingham

modificado - semlixa

Modelo Bingham

modificado - comlixa

1,16

0,29 0,27

1,35

0,18

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0,45 0,5 0,55

Vis

cosi

dad

e P

lást

ica

(Pa,

s)


Modelo Bingham

modificado - semlixa

Modelo Bingham

modificado - comlixa

76

provocado pelo escorregamento, quando se compara o valor deste com o mesmo parâmetro estimado

com uma geometria rugosa e calculado a partir de um modelo de ajuste, que por norma o subestima.


partir de geometria de face lisa (ajuste com modelo de Bingham parcial) e rugosa (ajuste com

modelo de Bingham modificado)

Finalmente, quando confrontados os valores do modelo de Bingham, ajustado a toda a curva

de valores medidos com geometria lisa, a melhoria verificada é ao nível da viscosidade plástica.


partir de geometria de face lisa (ajuste com modelo de Bingham) e rugosa (ajuste com modelo

de Bingham modificado).

Pode, assim, afirmar-se que, no caso das misturas mais fluidas, nas medições reológicas com

pratos lisos a melhor abordagem de caraterização do escoamento será o modelo de Bingham sem

considerar o troço inicial. Pois, como é evidenciado pela figura 4.29, apresenta menores disparidades

entre os valores da tensão de cedência, em relação ao modelo de Bingham modificado.

23,74

7,51 5,04

45,60

9,14

4,04

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0,45 0,5 0,55

Ten

são

de

Ced

ênci

a (P

a)


Modelo

Bingham parcial

- sem lixa

Modelo

Bingham

modificado -

com lixa

0,50

0,17 0,12

1,35

0,26 0,18

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0,45 0,5 0,55

Vis

cosi

dad

e P

lást

ica

(Pa,

s)


Modelo

Bingham parcial

- sem lixa

Modelo

Bingham

modificado -

com lixa

14,49

4,54 2,90

45,60

9,14

4,04

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0,45 0,5 0,55

Ten

são

de

Ced

ênci

a (P

a)


Modelo

Bingham - sem

lixa

Modelo

Bingham

modificado -

com lixa

0,64

0,21 0,16

1,35

0,26 0,18

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0,45 0,5 0,55

Vis

cosi

dad

e P

lást

ica

(Pa,

s)


Modelo

Bingham - sem

lixa

Modelo

Bingham

modificado -

com lixa

77

5. Conclusão e desenvolvimentos Futuros

O estudo da influência da exsudação e da perda de água nas propriedades reológicas realizou-

se para três formulações de grouts (a/l= 0,45; 0,5 e 0,55). Optou por se fixar a dosagem de

superplastificante das misturas em 1% (relativamente ao peso de ligante), de forma a isolar o rácio a/l

como principal regulador das caraterísticas do escoamento. Apesar de o aumento do rácio a/l ter um

efeito, a nível reológico, semelhante ao do superplastificante, principalmente na diminuição do valor

da tensão de cedência e da viscosidade plástica, é prejudicial ao comportamento da mistura,

aumentando a probabilidade de ocorrência de fenómenos de instabilidade.

Assim, os resultados obtidos na campanha experimental dividem-se em dois grupos: os de

fluidez-estabilidade e os reométricos. No primeiro grupo de resultados, apenas se pretende evidenciar

o padrão de comportamento dos grouts, face a um incremento ou a um défice da quantidade água na

sua composição. As conclusões apresentadas de seguida não pretendem, portanto, introduzir novos

conceitos, mas sim sustentar as conclusões do segundo grupo de resultados, apresentadas no ponto 5.2.

5.1. Ensaios de fluidez e de espalhamento

- O aumento da presença de água entre as misturas mais fluidas (a/l= 0,50 e 0,55), não altera

significativamente o tempo de escoamento, ao contrário do que se verifica quando se passa deste tipo

de rácios, para outros menor valor (a/l= 0,45). Esta situação pode ser interpretada como uma maior

sensibilidade da viscosidade a alterações da quantidade de água, à medida que o rácio a/l decresce.

- Os diâmetros do ensaio de espalhamento não nos permitem aferir com rigor a tensão de

cedência dos grouts, pois são retirados valores muito semelhantes de espalhamento entre as várias

formulações. Na realidade, não se verifica a mesma tendência de proximidade das tensões de cedência

entre cada formulação, o que permite afirmar que este é um parâmetro reológico mais sensível à

presença de água do que a viscosidade. O efeito da perda de água neste parâmetro torna-se mais

proeminente à medida que o rácio a/l decresce.

Ensaios de estabilidade

- A observação das curvas de evolução da percentagem de massa volúmica á superfície do

grout, descritas pelas formulações mais fluidas - a/l= 0,5 e 0,55 - permite distinguir um

comportamento semelhante entre as duas, durante os 60 minutos de leitura. Como era expetável, na

mistura com um rácio a/l= 0,55, ocorre um decréscimo mais acentuado na percentagem de massa

volúmica inicial (cerca de 33%), podendo ser considerada a mais instável das duas. Contudo,

78

apresenta uma variação baixa, se comparada com o comportamento da formulação de rácio a/l= 0,5

(quebra de 26%).

- A mistura com menor proporção entre água e ligante (a/l= 0,45) revelou-se incompatível

com este ensaio de estabilidade.

Ensaios de retenção de água

- Para a mesma quantidade de água recolhida na proveta graduada, compreende-se claramente,

que a relação a/l tem uma influência direta no tempo extração. Quanto menor for esse rácio, mais

demorada é a saída de água. De acordo com esta tendência, a mistura com um rácio a/l= 0,45

apresenta maior retenção de água, seguida pelos rácio de 0,5 e 0,55.

- Em todas as formulações é notória uma maior perda de água durante os primeiros 10 minutos

do ensaio: a/l= 0,45 perde 4,82% de água nos primeiros 5min do ensaio, acumulando perdas de 9,65%

aos 10min; para a/l= 0,5, são perdidos em 5min 7,81% de água e 12,18% aos 10min; a/l= 0,55, em

5min perde 10,70% de água, com mais 5min passados perde 16,83%.

Pode significar que este é um período crítico nas condições de injeção, quer quando se

submete o grout a pressões de vácuo durante o processo de injeção, quer devido à capacidade de

absorção dos materiais do interior da alvenaria onde são inseridos.

Ensaios de retenção de água Vs. viscosidade aparente

As conclusões adicionais do ensaio de retenção Vs. viscosidade aparente são relevantes, na

medida, em que nos permitem prever a capacidade de penetração do grout no meio poroso das

alvenarias, sabendo exatamente qual a quantidade crítica de água que este pode perder, em detrimento

da sua fluidez, durante o tempo de injeção:

- A mistura considerada mais instável nos procedimentos experimentais anteriores (a/l= 0,55)

continua a confirmar essa tendência, experimentando uma mudança de viscosidade de 0,25 – 5,7

[Pa. s] ao longo deste ensaio.

- A mistura com um rácio a/l= 0,5 apresenta um intervalo de valores de ηa, que varia entre 0,7

– 3,6 [Pa. s]. No entanto, é de assinalar, que esta mudança brusca nos valores de ηa, para as mistura

mais fluidas, se verifica quando já tinha sido induzida uma drenagem de 0,40𝑚𝑙, ou seja, próximo do

limite de 60𝑚𝑙 definido para o ensaio. Este volume de perda água marca o limite crítico, a partir do

qual, poderão ocorrer bloqueios ao livre avanço de grout.

79

- O grout com o rácio a/l mais baixo, demonstrou uma retenção de água bastante alta, com

uma variação de viscosidade aparente pouco considerável: 1-1,5[Pa. s] e um tempo de extração de

60𝑚𝑙 que atingiu os 48min.

5.2. Análise do fenómeno de escorregamento nas medições reológicas dos grouts

Esta fase da campanha experimental dividiu-se em duas partes: a primeira envolvendo

medições reológicas feitas com recurso a uma geometria de face lisa e, a segunda, recorrendo à

colagem de uma lixa para dotar a mesma geometria com uma face bastante mais rugosa, de forma a

ultrapassar os efeitos do fenómeno de escorregamento. Devido à impossibilidade de efetuar os ensaios

com uma superfície serrada, como é recomentado pelo protocolo da marca que produz o reómetro –

Malvern Instruments – optou-se por uma solução mais económica e igualmente válida, de forma a

eliminar os efeitos do escorregamento quantificado anteriormente.

Nesta secção mostra-se a caraterização reológica dos grouts, feita numa primeira fase,

precedendo a apresentação das conclusões retiradas do processo de quantificação do escorregamento:

- Todas as misturas evidenciam uma forte propensão reofluidificante.

- Com o ajuste entre os valores medidos no reómetro, através da equação de Bingham

modificada, foi possível caraterizar os parâmetros reológicos (𝜏0, e τ) dos grouts. Nas curvas de

fluxo analisadas, é clara a existência de dois troços distintos, caraterizados por dois declives. O

primeiro troço é caraterizado por taxas de corte mais baixas, com um limite próximo de 10s−1. Aqui, o

declive é mais acentuado devido a uma variação brusca das tensões de corte, que atuam no grout.

Deste ponto em diante, ocorre uma mudança na resposta do fluido às taxas de corte mais altas,

marcando o início do segundo troço, com uma evolução de tensões mais suave. Por questões de

demonstração, foi-lhe posteriormente ajustada a equação de Bingham a estas curvas de fluxo. Como

seria de prever, retira-se que a tensão de cedência é sobrestimada, devido à incompatibilidade do

modelo em se ajustar aos valores de tensão mais baixos.

- Com base nos valores retirados do modelo de ajustamento de Bingham modificado, foi

possível quantificar reologicamente a influência da quantidade de água nas misturas. Da formulação

de rácio a/l= 0,45 para a de 0,5, propriedades como a tensão de cedência e a viscosidade plástica, vêm

o seu valor reduzido em quatro vezes, aproximadamente.

- A viscosidade plástica, como seria de esperar, é claramente superior nas misturas menos

fluidas, mostrando relativa estabilidade aquando da alternância de gaps. Nas formulações mais fluidas,

as diferenças entre os parâmetros reológicos (𝜏0, e τ ), medidos pelos dois modelos de ajustamento

80

matemático, são pouco notórias. Pode afirmar-se, que não seria gravoso optar-se por um ou outro

modelo de ajustamento.

- É evidente a influência do gap de medição na determinação da tensão de cedência. Quando é

aplicado um gap de 1𝑚𝑚 entre as placas, para as três dosagens de água diferentes, a tensão de

cedência é praticamente inexistente. À medida que o gap é aumentado, observa-se um crescimento

significativo deste parâmetro. Este efeito é mais destacado para o grout mais pastoso, tendo menor

impacto para as misturas mais fluidas (a/l= 0,5 e 0,55), onde os valores se apresentam mais constantes.

Quantificação do escorregamento em função do gap, tensão de corte e rácio a/l

(alternando a rugosidade das geometrias)

- A alternância da rugosidade das geometrias entre face lisa e rugosa, com recurso à colagem

de uma lixa na face lisa, conduziu à obtenção de resultados bastante interessantes, do ponto de vista

reológico. Provou ser uma forma viável de reduzir significativamente o grau de escorregamento.

- Pôde concluir-se que a velocidade de escorregamento aumenta para tensões de corte mais

altas, sendo agravada à medida que se aumenta o gap.

- Para a mistura de rácio a/l= 0,5 foi possível eliminar a velocidade de escorregamento para a

gama de tensões de corte de 10 a 15𝑃𝑎 e reduzir o seu impacto em 50% para a tensão de 20𝑃𝑎.

- Para um rácio a/l= 0,55, a velocidade de escorregamento caiu 18% para a aplicação de uma

tensão de 10𝑃𝑎 e 13% nas duas gamas de tensões seguintes (15 e 20𝑃𝑎).

- Esta observação realça a dependência da estabilidade da mistura, em função da quantidade

de água que, para rácios a/l e valores de gap maiores, faz com que os grouts experimentem um

incremento da velocidade de escorregamento à medida que a tensão de corte aumenta.

- Para todas as misturas, o efeito direto da colocação de rugosidade nos parâmetros reológicos,

é notado na determinação do valor da tensão de cedência, que era subestimado pelo reómetro antes de

se colocar a lixa na face da geometria.

- Quanto ao comportamento das curvas de fluxo, mantém-se a propensão fluidificante. No

entanto, com o aumento da dosagem de água, as curvas começam a apresentar um comportamento

cada vez mais próximo de um fluido de Bingham. É, também, evidente a presença de uma tensão de

cedência, a partir da qual, o fluido inicia o escoamento, ao contrário do que acontecia nas curvas

obtidas com a geometria de superfície lisa. Contudo, um ajuste segundo o modelo matemático de

81

Bingham modificado continua a ser o que melhor descreve o escoamento à medida que se aumenta o

rácio a/l.

Espera-se que em estudos futuros, aproveitando os resultados obtidos ao longo deste trabalho,

seja possível definir um protocolo de ensaio de grouts à base de cal hidráulica

Idealmente, através do esforço conjunto de todas as partes envolvidas, deveria normalizar-se o

processo de medição reológica e os métodos de cálculo. Só assim se poderá criar uma base de dados

viável, de modo a que os resultados de diferentes autores possam ser comparados e ultrapassar as

dificuldades de caraterização reológica de grouts, destacadas ao longo deste trabalho.

83

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id/3937491/title/Product%2BDesign%2Band%2BEngineering.html?lang=dt

89

ANEXO

Disseminação Preliminar de Resultados

Luis G. Baltazar1, Fernando M.A. Henriques1, Tiago Cardoso1, Maria Teresa Cidade2

1 Dpto Engenharia Civil, Faculdade de Ciências e Tecnologia, Universidade Nova de Lisboa, 2829-516 Caparica, Portugal

2Dpto. Ciência dos Materiais and Cenimat/I3N, Faculdade de Ciências e Tecnologia, Universidade Nova de Lisboa, 2829-516 Caparica, Portugal

Correspondence to: Luis G. Baltazar ([email protected])

ABSTRACT In this study, the degree of wall slip on rheological measurements of injection grouts is investigated. Grouts can be seen as suspensions of binder particles in water which have a considerable fluidity in order to be successfully injected in many applications in civil engineering works such as consolidation of stone masonry walls. For the determination of wall slip in a rotational rheometer with parallel plates, stress controlled measurements at various gaps and different shear stress were carried out. Overall, our results revealed that wall slip is function of the shear stress and the grout composition. It was also found that the parallel plate with emery paper glued can be a solution to mitigate the slip. Results from this study can help to define an adequate measurement protocol to correctly infer the rheological properties of injection grouts by using parallel plates. KEYWORDS: wall slip, injection grout, parallel plates, stone masonry INTRODUCTION Stone masonry is a constructive technique invented thousands of years ago. Its simplicity and durability lead to an extensive use and it represents the large majority of old buildings in many urban centers across Europe. Stone masonry, a non-homogeneous and non-monolithic composite material, has particular weakness which, associated with the absence of maintenance, increase the vulnerability of its structural integrity. Grout injection is an interesting solution to repair and reinforce old stone masonry walls, particularly those built with two exterior skins of stonework and a ruble core (see Fig 1a). This consolidation method is defined as the introduction of a fluid material injected under pressure into the masonry inner core (Fig. 1). Injection grouts aim to fill cracks, voids and at same time enable the bonding between masonry elements which is essential towards masonry integrity (monolithic behavior). Grouts can be represented as biphasic system consisting of suspended particles (binder) in a continuous fluid phase (water). The efficacy of the grouts depends mainly on the injectability properties. Therefore, it is essential to evaluate the effectiveness of the injection grouts in terms of keeping their adequate properties. For that purpose controlling the rheological properties of grouts is crucial for successfully grouting process 1,2. Notwithstanding, during rheological measurements many phenomena can arise which can lead to test results having no value at all. Several authors 3,4,5 have shown that wall slip can play a significant role during the rheological measurements of cementitious materials leading to an underestimation of the yield stress values and inaccurate viscosity results. The aim of the present research is to determine the degree of wall slip effect during rheological measurements of injection grouts in order to define an adequate measurement protocol.

P41

195

FIGURE 1 a) Example of a section of stone masonry wall core being grouted. b) Stone masonry with

injection pipes. METHODS Rheological measurements were performed with a rotational rheometer (Bohlin Gemini HRnano), equipped with a plate-plate geometry (with Ø = 40mm). The best way to confirm the presence of wall slip is taking measurements with smooth and serrated plates. However, in this case the authors did not have both geometry types available for such a comparison and so they have used an application note of Malvern6, which says that evidence of slip can be obtained by performing stress controlled measurements at different gaps. If slip occurs then the slip velocity (Vs) will depend only on the applied shear stress (σ) but not on the gap (h). Thus by varying the gap and keeping the stress constant it is possible to determine the slip velocity and the true shear rate using Equation 1. This can be performed by plotting the measured shear rate against 1/h which should result in a straight line with gradient 2.Vs and intercept .

(1) Where V is the velocity of the upper plate; is the measured shear rate and is the true shear rate. All rheological measurements were carried out at 20oC. Single shear measurements at various gaps of 1mm, 1.5mm, 2mm and 3mm using constant applied stresses of 10 Pa, 15 Pa and 20 Pa were conducted. The measured shear rate was then plotted against the inverse gap and a linear regression model fitted. This way the slip velocity and true shear rate can be estimated from the gradient and intercept respectively. MATERIALS The experimental program was conducted using a natural hydraulic lime (NHL) produced according to the European standard EN459-1:2010 and the following water/binder ratios (w/b) 0.45, 0.50 and 0.55 was used. NHL was chosen as binder, since it is a hydraulic binder that presents chemical and physical properties closer to those of preexisting materials in old masonries. A commercially available polycarboxylate ether superplasticizer (conforming to ASTM C494-05 Type F) with a constant dosage of 1wt% was used. RESULTS AND DISCUSSION Example of measured shear rate versus inverse gap is presented in Fig. 2 for NHL-based grout with water/binder ratio of 0.45 at different shear stresses. As previously mentioned to estimate the slip velocity a linear model fit was applied to the data with gradient of the line equal to 2.Vs and the intercept equal to the true shear rate. For the grout with water/binder of 0.45 the slip velocity was estimated to be 2.2mm/s, 3.8mm/s and 5.2mm/s and the true shear rate 0.7s-1, 1.4s-1 and 1.7s-1 for the shear stress of 10Pa, 15Pa and 20Pa, respectively. This is quite lower than the measured shear rate range 2-5 s-1, 4-9 s-1 and 5-12 s-1 for each shear stress, which suggest a significant degree of wall slip.

a) b)

196

FIGURE 2 Measured shear rate vs 1/gap at different shear stress for the grout with w/b of 0.45.

The profiles of measured shear rate versus gap obtained for the other water/binder ratios are presented in Fig 3 and Fig. 4. From Fig 3, it can be seen that for the shear stress of 10Pa an approximately constant shear rate at each gap was obtained, which means no wall slip occurred. On the contrary, the higher shear stresses show a slight gradient (slip velocity) with higher shear rate reported at bigger gaps which is attributed to wall slip. It should be noted that for the shear stress of 15Pa the wall slip only begins at the biggest gap.


From the results presented it is clear that the degree of wall slip (i.e. slip viscosity) increases with increasing shear stress. Moreover, it can also be observed that the trend of the curve shear rate vs 1/gap is function of the water/binder content. At the lower water/binder content (w/b=0.45) the slope is positive which means that the wall slip is likely to cause an overestimation of rheological parameters. As the water/binder content is increased the slope of the curve becomes negative meaning a tendency to underestimation of the parameters as result of the wall slip. This behavior is associated with greater tendency to segregation as the amount of free water in the suspension increases. This can be explained by the uniform settlement of binder particles, leaving a thin layer of water over the surface. Therefore local properties are changed, leading to an improper evaluation of yield stress, which can be over or under estimated as evidenced by the different slope sign of the linear models.


y = 10.413x + 1.705 R² = 0.99

y = 7.6801x + 1.422 R² = 0.98

y = 4.4364x + 0.711 R² = 0.97

0

2

4

6

8

10

12

14

0,0 0,5 1,0 1,5M

easu

red

shea

r rat

e (s

^-1)

1/gap (mm)

w/b=0.45 Shear stress 20 Pa

Shear stress 15 Pa

Shear stress 10 Pa

y = -37.111x + 98.479 R² = 0.84

y = 0.6824x + 18.985 0

20

40

60

80

100

0,0 0,5 1,0 1,5

Mea

sure

d sh

ear r

ate

(s^-

1)

1/gap (mm)

w/b=0.50 Shear stress 20Pa

Shear stress 15Pa

Shear stress 10Pa

y = -41.81x + 114.48 R² = 0.83

y = -40.205x + 95.91 R² = 0.94

y = -31.571x + 48.35 R² = 0,77

0

20

40

60

80

100

120

0,0 0,5 1,0 1,5

Mea

sure

d sh

ear r

ate

(s^-

1)

1/gap (mm)

w/b=0.55 Shear stress 20 Pa

Shear stress 15 Pa

Shear stress 10 Pa

197

Considering the above results, serrated plates should be used to avoid slip. Since the authors did not have serrated plates available, some measurements with plates with emery papers glued were performed. This is an ongoing work but the preliminary results are quite promising. From Fig 5 it is clear the difference between the flow curves obtained with smooth parallel plate and the one with emery paper glued. There is no doubt that the sharp change in trend of the flow curve obtained with smooth plates (see Fig 5a) is related to slip at plate-grout interface. While for the plate with emery paper glued a gradual deviation of the stress curve from linearity as the shear rate increases is verified. Thus, it can be stated that the emery paper glued to the smooth plates can be a good solution to avoid slip during rheological measurements of injection grouts. FIGURE 5 Influence of geometry roughness on the flow curve behavior for the grout with w/b=0.50 at a gap of 3mm a) smooth parallel plate and b) parallel plate with emery paper glued. CONCLUSIONS In the light of the achieved results, it is clear that for rheological measurements of injection grouts using a rotational rheometer equipped with smooth parallel plates some aspect have to be taken into account in order to avoid getting significant error in the results. A suitable choice of shear stress range applied during the rheological measurement should be made, since the higher shear stress increases the degree of wall slip. Moreover, a proper formulation of the grout is also recommended in order to avoid grouts with higher tendency to segregate that promote the wall slip. Preliminary measurements performed with parallel plate with emery paper glued reveal to be a viable way to avoid the slip. The results and procedures reported in this paper can therefore be used to estimate the degree of slip of a specific grout composition and indicate whether the use of roughened plates is required. REFERENCES

1. Baltazar, L.G., Henriques, F.M.A., Jorne, F., Cidade, M.T., Rheologica Acta, 2013, 50(2), 127-138.

2. Baltazar, L.G., Henriques, F.M.A., Jorne, F., Cidade, M.T., Construction and Building Materials, 2014, 50, 584-597.

3. Banfill P.F.G., Rheology of fresh cement and concrete, In Rheol. Rev., British Society of Rheology, Uk, 2006.

4. Nehdi M., Rahman M-A., Cement and Concrete Research, 2004, 34, 1993-2007. 5. Saak, A.W., Jennings, H.M., Shah, S.P., Cement and Concrete Research, 2001, 31, 205-212. 6. Malvern - Application Note. Overcoming and quantifying ‘Wall Slip’ in measurements made

on a rotational rheometer. Malvern Instruments – Spectris plc - the Precision Instrumentation and Controls Company, 2012.

y = -0,0016x2 + 0,3343x + 3,3412 R² = 0,94

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100

Shea

r str

ess

(Pa)

Shear rate (s^-1)

a) y = -0,0008x2 + 0,2896x + 10,529 R² = 0,99

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100Sh

ear s

tres

s (P

a)

Shear rate (s^-1)

b)

198

influência da exsudação e da perda de água nas propriedades

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